ROMÂNIA Ministerul Educaţiei, Cercetării şi Tineretului

Universitatea din Petroşani

TEZA DE DOCTORAT PH. D. THESIS

CONTRIBUŢII LA MODELAREA FENOMENELOR DE INTERACŢIUNE SPECIFICE MAŞINILOR MINIERE DE DIZLOCARE

CONTRIBUTIONS TO MODELLING THE INTERACTION

PHENOMENA SPECIFFIC TO ROCK CUTTING MINING MACHINES

REZUMAT ABSTRACT

Conducător ştiinţific Scientific advisor Prof. Univ. Dr. Ing. Nicolae ILIAŞ

Doctorand

Ph. D. Student Ing. George TEŞELEANU

2

- 2003 –

ROMANIA MINISTERUL EDUCAŢIEI, CERCETĂRII ŞI TINERETULUI

UNIVERSITATEA DIN PETROŞANI Str. Universităţii nr. 20, 332006 Petroşani, jud. Hunedoara, ROMANIA

Tel/Fax: (40) 254 546 238, 542 994; Tel: (40) 254 542 580, 543 382, E-mail: rector@upet.ro WEB : www.upet.ro

Nr. _____/____2003

C O M P O N E N Ţ A Comisiei de Doctorat

numită prin Decizia Rectorului Universităţii din Petroşani nr. 356 din 11 august 2003

PREŞEDINTE: Prof. univ. dr. ing. MAGYARI ANDREI DECAN - Facultatea de M.I.E. Universitatea din Petroşani CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC: Prof. Univ. Dr. ing. ILIAŞ NICOLAE RECTOR – Universitatea din Petroşani REFERENŢI ŞTIINŢIFICI: Prof. Univ. Dr. ing. ULMANU VLAD PRORECTOR – Universitatea de Petrol şi Gaze Ploieşti Prof. Univ. Dr. ing. MOHORA CRISTINA Universitatea Politehnică Bucureşti Prof. Univ. Dr. ing. ANDRAŞ IOSIF Universitatea din Petroşani

Data, ora şi locul susţinerii publice a tezei de doctorat: 17 octombrie, ora 10, sala de conferinţe a Bibliotecii Centrale.

Eventualele aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării, vă rugăm să le transmiteţi în timp util pe adresa Universităţii din Petroşani

3

Prefaţă

Lucrarea de faţă, cu pronunţat caracter interdisciplinar se referă la elucidarea

complexului fenomen de interacţiune dintre maşinile miniere de dizlocare şi masivul de roci

utile şi/sau sterile.

Scopul urmărit fiind acela de a perfecţiona metodele şi tehnicile de proiectare ale

maşinilor, de a realiza maşini performante sub aspectul calităţii, productivităţii şi

consumurilor energetice.

Prezenta lucrare a fost realizată sub conducerea ştiinţifică a domnului Prof. Univ. Dr.

Ing. Nicolae Iliaş, Membru Titular al Academiei de Ştiinţe Tehnice din România, căruia

doresc să-i mulţumesc pentru îndrumarea ştiinţifică, profesionalismul şi sprijinul moral

deosebit acordat.

Adresez mulţumiri domnului Prof. Univ. Dr. Ing. Vlad Ulmanu, Prorector al

Universităţii de Petrol şi Gaze din Ploieşti, doamnei Prof. Univ. Dr. Ing. Cristina Mohora de

la Universitatea Politehnică Bucureşti, precum şi domnului Prof. Univ. Dr. Ing. Iosif Andraş

de la Universitatea din Petroşani pentru onoarea de a accepta să fie referenţi ai acestei teze,

cât şi pentru preţioasele recomandări şi sfaturi date.

Mulţumesc Conducerilor Universităţii din Petroşani, a Facultăţii de Inginerie

Mecanică şi Electrică, a Facultăţii de Mine precum şi a Catedrei de Maşini şi Instalaţii pentru

îndrumarea şi sprijinul acordat la finalizarea acestei lucrări.

Adresez mulţumiri domnilor prof. univ. dr. ing. Iosif Kovacs, prof. univ. dr. ing. Sorin

Radu, prof. univ. dr. ing. Iosif Gruneanţu, prof. univ. dr. ing. Francisc Koronka, prof. univ.

dr. ing. Marin Nan, prof. univ. dr. ing. Vasile Zamfir, pentru sprijinul acordat la efectuarea

cercetărilor.

Aş dori să adresez mulţumirile mele cele mai calde, colegilor şi prietenilor de la

Catedra de Maşini şi Instalaţii Electromecanice şef lucr. dr. ing. Stela Dinescu, şef lucr. dr.

Ing. Sorina Costache, şef lucr. dr. ing. Gabriel Praporgescu, Episcop Virgil Bercea, prof.

Sergio Bernard Restrepo şi prof. Carbonell de Masy.

Nu în ultimul rând mulţumesc familiei mele pentru dragostea, înţelegerea şi răbdarea

acordată în toată această perioadă de doctorat. Dedic întreaga mea activitate de doctorat

părinţilor mei şi soţiei.

4

CUPRINS Prefaţă ....................................................................................................................................... 3 Capitolul I ................................................................................................................................. 7 STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR PRIVIND PROCESUL DE DIZLOCARE A ROCILOR ÎN ŢARĂ ŞI PE PLAN MONDIAL ............................................................... 7

1.1. Maşini şi echipamente de dizlocare ........................................................................ 7 1.1.1. Combine de abataj. .......................................................................................... 7 1.1.2. Pluguri de cărbune........................................................................................... 9 1.1.3. Combine de înaintare ...................................................................................... 9 1.1.4. Perforatoare şi maşini de forat ....................................................................... 9

1.2. Metode experimentale de studiu a procesului de dizlocare a rocilor. ...................... 9 1.2.1. Generalităţi ............................................................................................................. 9 1.2.2. Metode şi aparate pentru măsurători in situ ....................................................... 9 1.2.3. Metode şi aparate pentru măsurători în laborator .......................................... 10

1.3.Concluzii ....................................................................................................................... 14 Capitolul II ............................................................................................................................. 15 ANALIZA PROCEDEELOR DE DIZLOCARE A ROCILOR ....................................... 15

2.1. Procedee mecanice ...................................................................................................... 15 2.1.1. Dizlocarea mecanică ............................................................................................ 15

2.1.1.1. Procesul de tăiere a cărbunilor .................................................................... 15 2.1.1.2. Determinarea sarcinii pe cuţit ..................................................................... 16 2.1.1.3. Consumul specific de energie al procesului de dizlocare .......................... 17

2.1.2. Parametrii dislocării rocilor ............................................................................... 17 2.1.2.1. Tăierea cu un cuţit singular ......................................................................... 18 2.1.2.2. Tăierea cu grupuri de cuţite ........................................................................ 18

2.2. Procedee neconvenţionale de dizlocare a rocilor ..................................................... 19 2.2.1. Tăierea hidromecanică .......................................................................................... 19 2.2.2. Procedee de dizlocare prin impact ..................................................................... 21

2.3. Concluzii ...................................................................................................................... 22 CAPITOLUL III .................................................................................................................... 23 PRINCIPALELE FENOMENE DE INTERACŢIUNE SPECIFICE DISLOCĂRII ROCILOR .............................................................................................................................. 23

3.1. Instrumente de dizlocare ............................................................................................ 23 3.1.1.Cuţite (fig.3.3) ........................................................................................................ 23 3.1.2. Discuri ................................................................................................................... 24

3.2. Organe executoare ...................................................................................................... 25 3.2.1. Tamburi melcaţi ................................................................................................... 25 3.2.2. Parametri .............................................................................................................. 25

3.3. Modelarea interacţiunii instrumentelor de dizlocare cu rocile – abordare sistemică .............................................................................................................................. 28

3.3.1.Modele pentru tăierea cu discuri ......................................................................... 30 3.4. Concluzii ...................................................................................................................... 31

CAPITOLUL IV .................................................................................................................... 32 CONTRIBUŢII PRIVIND ELABORAREA UNOR MODELE STATISTICE ALE PROCESULUI DE DISLOCARE ........................................................................................ 32

4.1. Generalităţi .................................................................................................................. 32 4.2.Studiul solicitării organului executor prin metode statistice ................................... 32

4.2.1. Analiza solicitărilor organului de tăiere............................................................ 32

5

4.2.2. Analiza forţelor ce acţionează pe muchiile unui cuţit singular ....................... 34 4.2.3. Analiza influenţei neuniformităţii deplasării combinei şi a pivotării organului de tăiere ........................................................................................................................... 37

4.3. Determinarea componentelor şi parametrilor torsorului de încărcare exterioară a organului de lucru .............................................................................................................. 39 4.4. Model al interacţiunii organ executor-rocă ............................................................. 40

4.4.1.Model matematic pentru studiul influenţei parametrilor constructivi şi funcţionali ai organelor executoare asupra performanţelor procesului de dislocare ......................................................................................................................................... 42

4.4.1.1. Analiza cinematică a tamburului melcat .................................................... 42 4.4.1.2. Model teoretic ................................................................................................ 43

4.4.2. Aplicaţie ................................................................................................................ 45 4.5. Concluzii ...................................................................................................................... 45

CAPITOLUL V ...................................................................................................................... 46 CONTRIBUŢII PRIVIND UNELE APLICAŢII ALE MODELĂRII ÎN PROIECTAREA ECHIPAMENTELOR DE DISLOCARE ............................................ 46

5.1.Generalităţi ................................................................................................................... 46 5.2. Modelarea interacţiunea instrument-rocă prin metoda elementului finit ........... 47

5.2.1. Consideraii generale. .......................................................................................... 47 5.2.2. Modelarea interacţiunii cuţit rocă ...................................................................... 47

55..33.. MMooddeellaarreeaa ddiinnaammiiccăă aa ssiisstteemmuull eecchhiippaammeenntt--ffrroonntt ddee lluuccrruu ................................... 48 55..33..11.. MMooddeell ddiinnaammiicc ccoommpplleexx aall pprroocceessuulluuii ddee ddiissllooccaarree .......................................... 48

55..44.. MMooddeell ddiinnaammiicc ppeennttrruu ssiimmuullaarreeaa pprroocceessuulluuii ddee ddiissllooccaarree pprriimm iimmppaacctt ................ 52 5.4.1. Model matematic al sistemului impactor - rocă ................................................ 52

5.5. Concluzii ...................................................................................................................... 54 CONCLUZII FINALE ŞI CONTRIBUŢII ORIGINALE ................................................. 55 BIBLIOGRAFIE .................................................................................................................... 58

6

7

Capitolul I

STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR PRIVIND PROCESUL DE DIZLOCARE

A ROCILOR ÎN ŢARĂ ŞI PE PLAN MONDIAL

1.1. Maşini şi echipamente de dizlocare 1.1.1. Combine de abataj. Mai întâi se face o clasificare a acestora după diferite criterii constructive şi

tehnologice. La descrierea construcţiei combinelor se insistă pe organele de tăiere (executoare) sub

formă de tamburi, prezentându-se construcţia şi parametrii lor. Organul executor de tip tambur melcat (fig. 1.2.) este varianta cel mai des utilizată,

care echipează la ora actuală peste 80% din combinele pentru front lung. Orice organ de tăiere sub formă de tambur – melc este caracterizat de următorii

parametrii: diametrul de tăiere, diametrul exterior al organului tăietor, diametrul de bază al melcului, lăţimea fâşiei tăiate, lungimea organului de lucru, numărul de începuturi ale melcului, numărul de cuţite pe linia de tăiere, distanţa dintre liniile de tăiere, numărul de linii de tăiere, numărul de cuţite pe organul tăietor, pasul melcului, unghiul de înfăşurare a elicei, unghiul de înclinare a elicei, distanţa dintre liniile de tăiere ale cuţitelor frontale, numărul de linii de tăiere ale cuţitelor frontale, numărul de cuţite frontale.

O parte din parametrii enumeraţi determină regimul de tăiere ( numărul de cuţite pe linia de tăiere, distanţa dintre liniile de tăiere, etc.), o altă parte regimul de încărcare (pasul melcului, unghiul de înfăşurare a melcului, unghiul de înclinare a melcului, etc.), iar o altă parte influenţează atât regimul de tăiere cât şi procesul de încărcare (numărul de începuturi ale melcului, diametrul de tăiere, lăţimea fâşiei tăiate, etc.).

În ceea ce priveşte alegerea unei scheme de amplasare adecvate a cuţitelor pe organul tăietor sub formă de tambur – melc se porneşte de la stabilirea numărului de începuturi I ale melcului şi a numărului de cuţite c pe linia de tăiere.

Ţinând seama de avantajele schemelor de amplasare a cuţitelor pentru raportul i/c număr întreg şi par, există două posibilităţi raţionale de concepere a schemei de amplasare a cuţitelor şi anume:

- cu două începuturi ale melcului şi un singur cuţit pe linia de tăiere (fig. 1.3.a); - cu patru începuturi ale melcului şi două cuţite pe linia de tăiere (fig. 1.3.b.)

Fig.1.2.Organ executor de tip tambur melcat: 1

corp elicoid;2-butuc;3-portcuţit; 4-tobă cilindrică;5- dispozitiv de blocare; 6-cuţite

8

Schemele de amplasare cu două începuturi se recomandă pentru organe tăietoare cu diametrul de până la 1600 mm, iar cele cu patru începuturi pentru diameter de peste 1400 mm.

Astfel, pentru diametrul de 1600 mm se pot allege ambele variante, pe când la diametrele 1800 şi 2000 mm se poate allege numai schema cu i = 4 şi i = 2.

Aceste recomandări sunt respectate de majoritatea firmelor constructoare de combine de abataj, cum ar fi: Anderson Mavor, Eickof, Famur, etc. În practică se întâlnesc şi combine care au raportul i/c un număr întreg şi impar, cum ar fi combinele ruseşti KŞ – 1KG, KŞ – 3M, 2KŞ – 3 şi altele. Există şi combine de fabricaţie rusească care respectă regula raportului i/c număr par, cum ar fi combinele din familia K – 52 ŞI GS – 68.

Combinele de abataj se aleg corelând parametri lor tehnici cu: caracteristicile fizico – mecanice ale substanţei minerale utile şi ale rocilor înconjurătoare, geometria stratului, dimensiunile cîmpului de abataj, dar şi parametri tehnico – funcţionali ai utilajelor cu care vor lucra în complex. Alegerea corectă urmăreşte obţinerea unui cost de producţie cât mai scăzut a substanţei minerale utile extrase, productivitate cât mai mare a muncii, grad cât mai ridicat al securităţii muncii, sortiment de util extras corespunzător cerinţelor beneficiarului şi coeficient cât mai ridicat de extragere.

Privind stadiul actual de dezvoltare şi aplicare a combinelor de abataj, se pot formula următoarele observaţii:

1. Dezvoltarea şi perfecţionarea actuală a combinelor de abataj este marcată de preponderenţa extinderii utilizării celor cu sistem braţ mobil – organ de lucru tip tambur melc, în special, în cazul abatajelor cu front lung, cele având două braţe port – tambur amplasate la capetele combinelor, tamburii fiind dispuşi lateral – orizontal, cu axa de rotaţie perpendiculară pe planul de pivotare a braţului (plan vertical, longitudinal faţă de front).

2. O direcţie de bază a dezvoltării care a determinat această preponderenţă aplicativă, a fost necesitatea realizării unor combine de abataj relativ simple constructiv, care să facă posibil procesul de extragere în flux continuu, realizat printr-o corelare eficientă a funcţiilor combinei cu celelalte utilaje din abataj, în cadrul tehnologiilor de lucru cu complexe mecanizate.

Fig.1.3 Scheme de principiu pentru amplasarea cuţitelor cu i/c număr

întreg şi par

a

b

9

3. Asigurarea continuităţii procesului de extragere este legată în principal de posibilitatea combinei de a tăia în ambele sensuri, cu deplasarea ghidată pe transportor (în strate orizontale sau puţin înclinate); posibilitatea combinei de a executa autonom extragerea integrală pe înălţimea stratului, inclusiv la capetele abatajului; efectuarea tăierii, evacuării şi încărcării materialului dislocat cu acelaşi organ de lucru, în timpul tăierii. Se constată că utilizarea sistemului braţ mobil-tambur, poate asigura în bune condiţii aceste cerinţe funcţionale, ceea ce explică preponderenţa utilizării lui actuale.

4. Avantajele sistemului se menţin şi în cazul combinelor pentru front scurt, acesta permiţând adaptări constructiv-funcţionale specifice orientărilor constructive de ansamblu, la aceste combine (mai scurte, mai compacte etc.); de exemplu amplasarea sistemului aşa încât pivotarea braţelor se face în plan vertical transversal faţă de front, sistemul putând executa şi o mişcare proprie de avans transversal.

5. Locul de amplasare a sistemului braţ-tambur ca subansamblu efector al combinei se poate adapta condiţiilor de zăcământ. În condiţii bune privind tăria acoperişului, mai ales când se lucrează în complex mecanizat, este preferabilă amplasarea celor două braţe la capete; dacă acoperişul este slab, instabil, sistemul permite amplasarea mediană grupată a braţelor port-tambur, pentru a evita alungirea ansamblului combinei destinată unor astfel de condiţii.

1.1.2. Pluguri de cărbune Pe considerentul că nu se mai aplică în Valea Jiului, această categorie specială de

maşini de dizlocare este prezentată extrem de succint: clasificare şi parametri constructivi şi funcţionali

1.1.3. Combine de înaintare Se prezintă doar clasificarea lor. 1.1.4. Perforatoare şi maşini de forat Se prezintă domeniul de aplicare şi clasificarea lor.

1.2. Metode experimentale de studiu a procesului de dizlocare a rocilor.

1.2.1. Generalităţi 1.2.2. Metode şi aparate pentru măsurători in situ

Se prezintă binecunoscutul aparat DKS – 2, construcţia şi modul de lucru. Deasemenea se prezintă o variantă îmbunătăţită a unui aparat construit în cadrul Laboratorului de „ Maşini şi Utilaj Minier” de la Universitatea din Petroşani, care foloseşte energia hidraulică de la sursa de alimentare a susţinerilor mecanizate, astfel prezentând siguranţă totală împotriva exploziilor de

metan sau praf de cărbune. Aparatul permite înregistrarea componentei

Fig. 1.6. Schema aparatului pentru determinarea rezistenţei specifice la tăiere a cărbunelui în subteran

10

tangenţiale Fy ce acţionează asupra cuţitului aşchietor, efectuând făgaşe rectilinii paralele pe suprafaţa frontului, netezit în prealabil. Schema principială a aparatului este prezentată în figura 1.6

1.2.3. Metode şi aparate pentru măsurători în laborator Se prezintă:

- Metode care utilizează cuţite etalon; - Metode de încercare prin poansonare; - Metodă rapidă de determinare a rezistenţei şi rigidităţii rocilor (prin zgâriere).

Metoda se bazează pe teste de zgâriere a suprafeţei rocii şi permite determinarea parametrilor necesari pentru studiul proprietăţilor fizico-mecanice ale rocilor care sunt importante în procesul de dizlocare.

Metoda poate fi aplicată pe eşantioane de roci de dimensiuni reduse, de exemplu carote şi reprezintă o alternativă la procedeul standard de determinare în laborator a proprietăţilor fizico-mecanice ale rocilor.

Metoda prezentată este o tehnică foarte expeditivă de determinare a rezistenţei la compresiune бrc şi a modulului de elasticitate E pentru rocile sedimentare, necesitând un minim de pregătire a eşantioanelor şi de măsurători, putând fi foarte rapid. De asemenea ea este practic nedistructivă, presupunând îndepărtarea unui strat de rocă, în lungul suprafeţei eşantionului, pe o adâncime de 1mm sau mai mică, pe o lăţime de 10 mm şi o lungime de până la 1 m. Aparatul utilizat are gabarit redus şi poate fi utilizat atât pe teren, cât şi în

laborator. Principiul metodei de încercare prin zgâriere este

prezentat în figura 1.14. Între un cuţit şi un eşantion are loc o deplasare

relativă cu viteza v, cuţitul realizând o urmă de zgâriere pe suprafaţa eşantionului. Forţa rezistentă care acţionează asupra vârfului cuţitului va avea o componentă normală şi una tangenţială (Fn şi Ft ). Penetrarea cuţitului în materialul zgâriat (adâncimea de tăiere) este notată cu h. Adâncimea tăieturii variază de obicei între 0,1 – 1,2 mm, lăţimea tăieturii (w) este de 10 mm şi viteza cuţitului este de obicei = 4 mm/s.

Metoda permite stabilirea corelaţiei dintre rezistenţa la compresiune monoaxială şi energia specifică necesară pentru dizlocarea diferitelor roci (fig. 1.18).

-Standuri pentru studiul procesului de dizlocare.

Se prezintă: a) Standuri care utilizează instrumente reale (simulatoare); b) Stand pentru cercetarea comportării la tăiere mecanică a cărbunilor (aflat în dotarea

laboratorului catedrei de Maşini şi Instalaţii a Universităţii din Petroşani) Un stand care utilizează cuţite reale a fost realizat în cadrul Laboratorului de dizlocare din Fontainebleau (Şcoala de Mine din Paris) utilizându-se ca instrumente de tăiere diferite tipuri de cuţite armate cu plăcuţe dure, cuţite diamantate şi cuţite aistate de jet.

Standul (fig. 1.22) este realizat pe baza unui strung carusel cu masa orizontală având turaţia reglabilă între 0-100 rot/min şi viteza de avans între 0-4 m/s. Funcţionarea standului este semiautomată, datele măsurate fiind înregistrate pe calculator.

Fig. 1.14. Metoda de încercare prin zgâriere

11

Într-o încercare s-a analizat comportarea unui cuţit conic armat cu plăcuţe dure, a unui cuţit radial armat de asemenea cu plăcuţe dure, şi a unui cuţit diamantat utilizând gresia având бrc =50 MPa la adâncime de tăiere de 4 mm şi viteza de aşchiere de 1 m/s măsurându-se variaţia forţei de tăiere cu lungimea aşchiei tăiate.

Creşterea forţei cu lungimea aşchiei se datorează uzurii primelor două tipuri de cuţite, mărimea uzurii în funcţie de viteza de aşchiere fiind arătată în fig. 1.24. Pe acelaşi stand se fac determinări ale forţei normale şi ale forţei tangenţiale (fig. 1.25) şi ale influenţei uzurii asupra perfor-manţelor maşinii de abataj, cercetări care au stat la baza elaborării unui program pentru proiectarea organelor de dizlocare.

În concluzie se poate aprecia că standurile utilizând direct instrumente de tăiere reale pot furniza atât informaţii direct utilizabile în proiectarea cuţitelor şi a organelor de dizlocare cât şi datele primare necesare pentru elaborarea unor modele matematice. Se mai prezintă în această categorie de standuri: simulatorul de tăiere rotativă a cărbunelui realizat la Universitatea din West Virginia şi standul din laboratorul de tăiere mecanică de la Universitatea din Miskolc (fig. 1.28) În figură, 1 este suportul instrumentelor de tăiere, 2 este eşantionul de rocă, 3 rabotează, 4 cilindru hidraulic pentru deplasarea mesei, 5 dispozitivul de măsurare, 6 interfaţa cu calculatorul, 7 plotter. Datele sunt înregistrate cu ajutorul unui calculator. Deplasarea platformei pe care este aşezat suportul eşantionului se realizează cu ajutorul unui cilindru hidraulic.

Fig. 1.18. Corelarea rezistenţei la compresiune axială şi energia specifică pentru gresie uscată

Fig.1.22.

12

a) b)

Fig. 1.25. Diagrame înregistrate ale forţelor de tăiere (a) şi detaliu al sistemului de măsurare (b)

Fig. 1.28. Vedere de ansamblu a standului Fig. 1.29. Diagrama înregistrată Grosimea aşchiei poate fi reglată prin deplasarea suportului cuţitelor pe verticală. Pe suport poate fi dispus un singur cuţit sau mai multe cuţite. Un exemplu tipic de diagramă înregistrată a forţei de apăsare este dată în figura 1.29. Cu ajutorul acestui stand s-au obţinut rezultate pentru proiectarea diferitelor tipuri de cuţite şi role pentru echiparea organelor de tăiere. În cadrul Şcolii de Mine din India a fost proiectat şi realizat un stand pentru cercetarea dislocării cărbunelui care utilizează un organ de tăiere universal (tambur), realizat la scara 1:5 (fig. 1.30., a,b). În locul probei de rocă sunt utilizate materiale echivalente. Acest tambur este astfel construit încât se pot modifica următorii parametri constructivi: distanţa dintre liniile de tăiere, atât la cuţitele de linie cât şi la cele frontale şi din zona de racordare; pasul de amplasare a cuţitelor pe linia de tăiere; unghiul de înclinare al elicelor; tipul schemei de amplasare; geometria zoneio de racordare şi tipul cuţitului. Se pot, de asemenea, modifica turaţia tamburului şi viteza de avans. Ideea de bază a unui asemenea tambur cu parametri reglabili, este aceea de a fi utilizat atât ca instrument de cercetare cât şi în exploatare, pentru a se putea adapta parametrii tamburului la condiţiile geolo-miniere existente.

13

a)

Fig. 1.30. a) – vederea de ansamblu a standului b) – detaliu privind organul de tăiere cu parametrii reglabili

b)

Standul de laborator pentru tăiere mecanică de la Universitatea din Petroşani are la bază un şeping cu ajutorul căreia s-a asigurat tăierea de făgaşe rectilinii în probele de cărbune. Schema de principiu a standului şi elementele componente sunt prezentate în figura 1.31.

Pentru realizarea cercetărilor experimentale privind comportarea la tăiere mecanică a cărbunilor din bazinul carbonifer Valea Jiului, s-au folosit două metode de cercetare: metoda tensiometrică, pentru determinări cantitative şi metoda fotografică, pentru studiul fenomenologic a procesului de tăiere mecanică a cărbunilor.

Fig. 1.31. Schema standului experimental de dizlocare mecanică a cărbunilor şi rocilor: 1 – proba de cărbune; 2 – cuţit aşchietor; 3 – dinamometru tensiometric; 4 – mecanism cu culisă; 5 – grup de acţionare; 6 – instalaţie de măsură şi înregistrare

14

Pe cale tensiometrică, cu ajutorul instalaţiei electronice de măsură a standului, la fiecare încercare efectuată s-au înregistrat pe hârtie fotosensibilă oscilograme de variaţie a forţelor la tăiere mecanică, iar cu ajutorul amprentelor de plastelină s-au obţinut mulajele făgaşelor tăiate, care apoi au fost cufundate într-un vas cu apă, gradat în unităţi de volum, determinându-se în acest fel volumul cantităţii de cărbune dislocat la fiecare încercare. Prin încercările efectuate s-a urmărit determinarea forţelor de tăiere, a unghiului de taluz, a consumului specific de energie, precum şi dependenţa acestora de adâncimea de tăiere. Probele după fixarea pe stand au fost nivelate, realizându-se astfel tăieturi pe o suprafaţă plană cu adâncime constantă, fiecare încercare fiind însoţită de o oscilogramă de variaţie a forţelor la tăiere mecanică. Spre exemplificare, în figura 1.33. este prezentată oscilograma variaţiei forţelor tangenţiale la tăiere mecanică a cărbunelui. Examinând oscilograma prezentată. se observă că atât amplitudinea cât şi frecvenţa de apariţie a vârfurilor forţelor tangenţiale au valori ridicate.

Fig. 1.33. Oscilograma de variaţie a forţelor tangenţiale Fz la tăierea mecanică

Pentru studiul fenomenului de aşchiere a cărbunilor la tăiere mecanică s-au efectuat fotografii în acelaşi timp cu încercările experimentale prin metoda tensiometrică, fotografii care redau diferite situaţii momentane ale cuţitului aşchietor şi modul de desprindere a aşchiilor de cărbune. Prin metoda fotografică s-a urmărit surprinderea şi imortalizarea fenomenelor ce se petrec şi se succed cu repeziciune, precum şi marcarea pe oscilograma de variaţie a forţei de aşchiere obţinută la oscilograf, a momentului fotografierii, fapt ce permite determinarea cu precizie a mărimii forţei Fz pe care o întâmpină cuţitul la aşchiere în momentul respectiv. Fotografiile obţinute permit analiza şi interpretarea diferitelor faze ale procesului de tăiere mecanică a cărbunilor.

1.3.Concluzii Scopul acestui capitol a fost acela de a prezenta maşinile şi echipamentele de

dizlocare, precum şi metodele şi aparatele de cercetare ale procesului de dizlocare. La maşini şi echipamente de dizlocare s-a pus accentul pe prezentarea combinelor de

abataj cu organe de tăiere sub formă de tamburi melcaţi pe considerentul că atât în Valea Jiului cât şi pe plan mondial au cea mai largă utilizare.

15

Prezentarea parametrilor constructivi şi funcţionali ai organelor de tăiere sub formă de tamburi melcaţi a fost necesară pentru studiul, ulterior efectuat, al interacţiunii acestora cu masivul.

Cercetarea influenţei parametrilor constructivi ai organului de dizlocare asupra performanţelor maşinii de abataj reprezintă o problemă în care cercetările experimentale sunt deosebit de utile şi absolut necesare.

În acest sens, pe plan mondial există cercetări pe standuri, realizate în scopul cercetării parametrilor geometrici şi constructivi ai tamburilor pentru combinele de abataj în vederea obţinerii unor rezultate necesare în proiectarea unor asemenea organe de dizlocare care să asigure: o granulaţie corespunzătoare a cărbunelui, o durată de viaţă a cuţitelor, reducerea cantităţii de praf, reducerea puterii de acţionare, creşterea vitezei de avans şi deci a productivităţii.

Studiul parametrilor ce caracterizează comportarea la tăiere mecanică a cărbunilor nu se poate efectua decât în baza unor încercări experimentale. Încercările experimentale pot fi realizate în condiţii de laborator, pe probe de cărbune recoltate din zăcământ în condiţii bine stabilite, sau prin încercări efectuate în subteran.

Cercetările la scară de laborator prezintă avantajul unor precizii ridicate a măsurătorilor şi permit stabilirea unui număr mare de parametri. Încercările efectuate în frontul de lucru au avantajul că se realizează în condiţii reale, însă datorită condiţiilor mai grele în subteran, nu se poate asigura o precizie ridicată măsurătorilor şi permit determinarea unui număr limitat de parametri.

Este cunoscut în literatura de specialitate, că încercările experimentale de laborator se verifică prin încercări de tăiere în condiţii de subteran, şi dacă este cazul rezultatele experimentărilor în laborator sunt corectate în mod corespunzător.

Cercetările efectuate până în prezent au demonstrat că încercările de laborator efectuate asupra unor eşantioane corect recoltate şi bine conservate satisfac în totalitate cerinţele impuse, în ceea ce priveşte determinarea mărimilor ce caracterizează comportarea la tăiere mecanică a cărbunilor.

Încercările experimentale efectuate confirmă teoriile existente privind formarea şi desprinderea aşchiilor din masiv, legătura ce există între variaţia în timp a forţelor la tăiere, a consumului specific de energie, a granulaţiei cărbunelui tăiat şi a cantităţii de praf ce se formează în timpul aşchierii.

Capitolul II ANALIZA PROCEDEELOR DE DIZLOCARE A ROCILOR

2.1. Procedee mecanice 2.1.1. Dizlocarea mecanică Pe plan mondial, o utilizare mai largă au căpătat două tehnologii pentru

extragerea cărbunelui în abataje: extragerea cu exploziv prin perforare-împuşcare şi extragerea prin tăiere mecanizată. Extragerea cu explozivi se utilizează pe scară tot mai mică, extinzându-se tăierea mecanizată cu combine.

2.1.1.1. Procesul de tăiere a cărbunilor Procesul de tăiere (aşchiere) a cărbunelui depinde de următorii factori principali:

proprietăţile fizico-mecanice ale cărbunelui (dintre care mai importante sunt coeziunea, compoziţia, structura şi textura, unghiul de frecare internă, rezistenţa la compresiune şi la forfecare, duritatea, tăria, rezistenţa la tăiere); starea de tensiune în masiv (care este influenţată de adâncimea la care se află stratul, metoda de exploatare folosită, natura şi starea rocilor înconjurătoare), clivajul, stratificaţia şi existenţa fisurilor în masivul de cărbune;

16

conţinutul de gaze; scula cu care se aşchiază sau se dislocă, forma, dimensiunile, materialul din care s-a confecţionat, starea de uzură; forţa şi viteza de aplicare a forţei pentru aşchiere; forma şi grosimea aşchiei tăiate şi caracterul aşchierii (continuă sau discontinuă).

La dizlocarea cărbunelui ca urmare a rezistenţei lui de contact limitate, între cuţit şi cărbune (fig. 2.1.) se formează un „nucleu” din cărbune strivit, volumul căruia creşte cu creşterea sarcinii. În acelaşi timp cu formarea nucleului, datorită presiunii create de el, în jurul lui în cărbune apare un câmp de deformaţii elastice, tensiunea se măreşte cu creşterea sarcinii (adică odată cu creşterea suprafeţei de contact la deplasarea cuţitului), până la valoarea critică, după care apar fisuri.

După aceste fisuri, ulterior se produce desprinderea bucăţii (aşchiei)de cărbune, după care procesul se repetă.

2.1.1.2. Determinarea sarcinii pe cuţit Reacţiunea generală (rezultantă) asupra cuţitului din partea masivului la tăierea

cărbunelui se poate convenţional descompune după trei axe de coordonate în componentele (fig. 2.3.):

z - forţa de tăiere, care acţionează după traiectoria dreaptă a cuţitului (fig. 2.3.a.) sau, la deplasarea cuţitului după o circumferinţă, după tangenta la traiectorie (fig. 2.3.b.);

y – forţa de avans a cuţitului în front care acţionează după normala la traiectorie;

x – forţa laterală, care se formează pe seama diferenţelor de forţe din dreapta şi din stânga cuţitului şi care acţionează după binormala la traiectorie.

Sarcinile, care acţionează pe lanţul cinematic al acţionării organului de tăiere al maşinii sunt determinate în principal de componenta z, care este determinată de rezistenţa la tăiere a cărbunelui, forţele de frecare pe feţele posterioare şi laterale ale cuţitului.

Fig.2.3.Forţele care acţionează pe cuţit: a) la deplasarea după o traiectorie

dreaptă b) la deplasarea după o cicumferinţă

x

y

z

1

3 2

x

y

z

Fig. 2.1. Procesul de tăiere a rocilor (1,2,3-aşchii care se desprind succesiv)

17

2.1.1.3. Consumul specific de energie al procesului de dizlocare Dacă se admite că secţiunea tăieturii nu îşi modifică forma geometrică odată cu

creşterea grosimii ei, atunci suprafaţa secţiunii este proporţională cu pătratul grosimii tăieturii, adică:

F = c · h2 , m2 (2.8) Unde: c – este o mărime constantă Energia specifică este:

ε = FZ ·0,0277 kWh/m3 (2.9)

şi întrucât Z = A·h, atunci:

ε = 2hchA

⋅⋅ 0.0277 (2.10)

sau:

ε = hM (2.11.)

unde:

M = 0.0277 · cA

(2.12)

Prin urmare, consumul de energie este invers proporţional cu grosimea tăieturii. 2.1.2. Parametrii dislocării rocilor Procesul de dizlocare a rocilor presupune următoarele faze (fig. 2.9.):

- sub acţiunea forţei Fz cuţitul deformează în rocă volumul V0 formând un nucleu de compresiune. Nzcleul de compresiune se deplasează în direcţia forţei Fz şi învingând reacţiunea P a rocilor înconjurătoare, determină desprinderea celui de-al doilea volum de rocă V;

- cuţitul se deplasează apoi, fără a întâmpina rezistenţă din partea rocii, dar după un timp foarte scurt roca opune din nou rezistenţă şi ciclul se repetă.

Fig.2.9. Schema tăierii rocilor cu ajutorul cuţitelor

După cum se vede, cuţitul execută dislocări ciclice, iar viteza de deplasare a cuţitului şi forţele se modifică periodic în timp cu perioada T ( fig. 2.10). rocile plastice se sfărâmă fără întrerupere, dar totuşi apar unele schimbări ale valorilor mărimilor V, Fz şi Fx. La rocile mixte, dizlocarea este evidentă chiar dacă în momentul desprinderii volumului de rocă V, forţa Fz nu scade până la valoarea 0.

18

Fi Fig.2.10. Caracterul dependenţei forţei

de tăiere Fz în funcţie de timpul τ 2.1.2.1. Tăierea cu un cuţit singular

Dacă grosimea cuţitelor este B iar lăţimea muchiei tăişului este A1, atunci suprafaţa contactului tăişului cu roca va fi:

S = A1B (2.13) Valoarea reacţiunii masivului la dilatarea nucleului de compresiune este egală cu raportul dintre forţa necesară dislocării volumului V de rocă, σSp şi suprafaţa efectivă Sv0 a nucleului de compresiune:

P = σSp / Svo (2.14) unde: σ – rezistenţa la compresiune; Sp – suprafaţa dislocării, adică suprafaţa secţiunii, după volumul V de rocă se desprinde de masiv. Această mărime se poate scrie astfel:

Sp = Vb / H (2.15) Unde: V – volumul de rocă desprins într-un ciclu de tăiere; H – grosimea aşchiei. Relaţia 2.15. arată interdependenţa principalilor parametrii de tăiere cu ajutorul cuţitului. În această relaţie, b este coeficient de formă al volumului V. Dacă b=1, atunci în funcţie de Sp se consideră numai o singură suprafaţă laterală a volumului V (fig. 2.11.). cea de-a doua suprafaţă laterală şi suprafaţă frontală ce s-au format în faţa cuţitului, trebuie luate în considerare cu coeficientul b. Este evident că mărimea suprafeţei Sp depinde de condiţiile de lucru ale cuţitului, adică dacă cuţitul lucrează singur sau împreună cu cuţitele alăturate.

Fig.2.11. Schema teoretică pentru cuţitele singulare 2.1.2.2. Tăierea cu grupuri de cuţite Tăierea cu grupuri de cuţite se poate realiza în două moduri : 1. Cuţitele de pe organul executor sunt distribuite echidistant pe linie, la intervale egale

cuţitele alăturate având un efect de dizlocare combinat.

19

2. După trecerea unui singur cuţit, pe suprafaţa frontului rămâne o urmă, care pentru alte cuţite reprezintă de fapt suprafaţa liberă suplimentară, acest lucru crescând eficienţa efectului nucleului de compresiune.

Din fig.2.15 rezultă că la o dizlocare combinată a rocii cu ajutorul cuţitelor, suprafaţa rocii pe care se deplasează tăişurile cuţitelor va fi plată. Tensiunea de întindere apare ca

rezultat al acţiunii combinate a forţelor Fx a cuţitelor alăturate. Linia de lungime l, pe care are loc dizlocarea rocii la tăierea cu un singur cuţit se păstrează şi în cazul dislocării combinate (cu mai multe cuţite).

Folosind mărimea optimă H din relaţia (2.39) şi C1 din relaţia (2.63) se determină mărimea pasului de dizlocare a rocii pentru efectul combinat al cuţitelor :

(2.140)

Pentru efectul combinat al cuţitelor, productivitatea dislocării va avea forma:

Pc = H V ( l + B ) (2.141)

Creşterea productivităţii este proporţională cu relaţia Pc/P : Pc /P = (l + B )/(Cl + B ) (2.142)

Din relaţia (2.140) rezultă că modificarea rezistenţei rocii impune modificarea pasului de amplasare a cuţitelor. Prin urmare, stabilind un pas de amplasare constant al cuţitelor pe organul executor pentru roci cu proprietăţi diferite, vom obţine atât dizlocarea combinată, cât şi singulară.

2.2. Procedee neconvenţionale de dizlocare a rocilor 2.2.1. Tăierea hidromecanică În cadrul diferitelor cercetări fundamentale efectuate s-a stabilit că cel mai avantajos

procedeu neconvenţional este combinaţia dintre jetul de apă sub presiune şi sculele tăietoare. Procedeul care s-a dovedit cel mai eficient este cel în care cărbunele este tăiat cu ajutorul jeturilor, pentru ca apoi să fie desprins din front cu ajutorul unor scule în formă de pană care pătrund în fantele respective şi îndepărtează pragurile rămase ca făgaşe.

Pentru ca aceasta legătură să fie mai eficientă este foarte important să fie cunoscut procesul interacţiunii dintre unealta mecanică şi jetul de apă. Când un instrument mecanic taie suprafaţa unei roci, roca se fisurează şi se sparge în jurul punctului de contact. Tensiunile produse în rocă de către sculă sunt diminuate de acţiunea de amortizare a materialului sfărâmat. Acest fapt duce la mărirea tensiunilor din cuţit (mărirea forţelor de avans şi de tăiere) în timpul formării aşchiilor.

Cercetările au arătat că, pentru reducerea acestor forţe, cea mai bună utilizare a jetului de apă în îmbunătăţirea procesului este să înlăture roca sfărâmată. Jetul va răci şi vârful cuţitului, dar acţiunea jetului va deplasa mici cantităţi de rocă în zona fisurată în imediata vecinătate a vârfului cuţitului (fig. 2.16.).

Bb)21(bB9

F2BkF2

t21

222

o23

2zz

c +

+

−=

µσσµ

Fig. 2.15. Schema dislocării combinate

a rocii cu ajutorul cuţitelor

20

Pe de altă parte apa pătrunde în crăpături ajutând la propagarea acestora şi în consecinţă forţa de tăiere a uneltei pentru antrenarea zonei fisurate scade. Când jetul este amplasat astfel încât să atingă aceste scopuri, ceea ce înseamnă că duza să trimită jetul la 2 mm în faţa muchiei cuţitului, atunci se poate obţine o îmbunătăţire semnificativă a performanţelor utilajului.

În general este neproductiv ca jetul de apă să taie mai adânc decât unealta mecanică, deoarece deplasarea unui volum mai mare de rocă este condus spre umerii sculei şi nu spre vârful acesteia. Dacă jetul este amplasat prea departe în faţa vârfului, el va acţiona în faţa

Fig. 2.16. Acţiunea jetului de apă în combinaţie cu unealta mecanică asupra rocii

Fig. 2.17. Poziţionarea jetului în raport cu cuţitul: a) jet în faţa cuţitului; b)

jet în faţa cuţitului dirijat lateral; c) jet în spatele cuţitului.

21

zonei de fisurare şi nu are destulă putere să taie roca nefisurată deci în aparenţă el nu poate lucra şi de aceea unele experienţe efectuate astfel nu au dat rezultate.

Un rol important al jetului de apă la asistarea uneltelor convenţionale în procesul de tăiere este acela de a îndepărta roca sfărâmată din vecinătatea uneltei . Deoarece materialul sfărâmat este concentrat într-o zonă foarte mică, dacă jetul nu loveşte în această zonă, atunci avantajele procesului de tăiere se diminuează. În ceea ce priveşte poziţionarea jetului opiniile cercetătorilor sunt împărţite. S-au testat patru poziţii ale jetului în raport cu cuţitul (fig.2.17.) -jet amplasat exact în faţa cuţitului (1÷2 mm) -jet amplasat la 5÷10 mm în faţa cuţitului -jet amplasat în spatele cuţitului -jet exact în faţa cuţitului, dirijat lateral

Prima poziţie, foarte asemănătoare cu a patra, este mult mai bună decât poziţia a doua şi a treia (fig.2.18.). În cea de-a doua dacă se îndepărtează şi mai mult punctul de impact al jetului în raport cu cuţitul, se pierde câştigul asistării. Cea de a treia poziţie este foarte dificil de realizat în practică. O soluţie testată este aceea a unui cuţit cu injecţie de apă, la care jetul de apă se formează chiar în plăcuţa de carbură din vârful cuţitului. Deşi rezultatele au fost bune rămâne de pus la punct tehnologia de dirijare a apei sub presiune de la tambur până la vârful cuţitului (fig.2.19). Cercetările au stabilit ca poziţia optimă de lovire a jetului este la 1÷2 mm în faţa muchiei tăietoare a cuţitului.

2.2.2. Procedee de dizlocare prin impact O teorie general acceptată care să explice tăierea rocilor prin impact nu este încă

formulată, existând însă publicaţii, care plecând de la consideraţii practice încearcă să dea o explicaţie matematizată relaţiei care există între: forţă, penetraţie şi volumul craterului obţinut prin pătrunderea în rocă a unui instrument de tip picon. Scopul principal rămâne acelaşi, de a realiza o cantitate de rocă mare pentru un consum de energie redus.

În cazul fragmentării rocilor cu maşini de dizlocare percutante se obţine un consum specific redus de energie printr-o poziţionare inteligentă a instrumentului de lovire faţă de modul de prezentare a rocilor din frontul de lucru şi a aspectului frontului însuşi, fapt confirmat de tăierea cărbunelui cu ajutorul ciocanului de abataj.

Se poate considera că energia E aplicată de maşina de dizlocare percutantă este proporţională cu noua suprafaţă creată şi respectiv proporţională cu d2, în care d este dimensiunea aşchiei formate.

Considerând că aşchiile au în general aceeaşi formă, volumul obţinut V se consideră proporţional cu d3, şi deci energia specifică,Esp, va fi:

dd

dVEEsp

13

2

=== (2.143)

respectiv energia specifică,Esp, este invers proporţională cu mărimea aşchiei. S-a observat că, dacă mărimea aşchiei creşte, energia specifică scade, lucru confirmat de cercetările de fragmentare a rocii prin diverse metode şi ilustrat în fig. 2.28. Rittinger a stabilit în 1867 că, pentru sfărâmare, energia este proporţională cu suprafaţa creată, iar Bond, în 1952, stabileşte că aceasta este invers proporţională cu rădăcina pătrată a mărimii bucăţilor rezultate.

Din studiile făcute asupra tăierii rocilor cu maşini de dizlocare percutante s-a constatat că energia specifică în cazul maşinilor de dizlocare percutante cu forţă de lovire mare, dar frecvenţă mică este comparativ mai scăzută decât cea obţinută în cazul folosirii unei maşini de dizlocare percutante cu un număr de lovituri mare, dar de putere mică. Productivitatea maşinii de dizlocare percutante creşte cu energia de lovire, fiind cu atât mai mare cu cât roca este mai moale.

22

Maşinile de dizlocare percutante pot fi de două feluri: maşini de dizlocare percutante la care instrumentul pătrunde în rocă şi cele la care instrumentul loveşte roca fără să pătrundă în ea. Cele din prima categorie au o răspândire largă, pe când cele din categoria a doua nu au depăşit stadiul experimentărilor.

A – energia specifică, MJ/m3 B – mărimea particulelor de rocă, mm I – II – procedee de perforare, respectiv sfărâmare 1 – cu jet; 2 – cu alice; 3 – cu diamante; 4 – perforare percutantă; 5 – cu sape drepte; 6 – cu role; 7 – cu impactori; 8 – cu exploziv; 9 – cu concasor cu fălci; 10 – cu concasor giratoriu; 11 – cu moară

Fig. 2.28. Variaţia energiei specifice de fragmentare a rocilor tari prin diverse procedee, în funcţie de mărimea materialului rezultat

2.3. Concluzii Capitolul face o trecere în revistă a procedeelor de dizlocare a rocilor, cu accent pe

tăierea mecanizată sau prin tehnologii neconvenţionele. Avantajele incontestabile ale tăierii mecanizate determină tot mai mult alegerea acestui procedeu pentru dizlocarea chiar şi a rocilor tari faţă de procedeul prin perforare împuşcare.

Se prezintă în detaliu procesul de tăiere a rocilor atât cu un singur cuţit, cât şi cu mai multe instrumente tăietoare conjugate. Am determinat sarcinile pe un cuţit, distribuţia forţelor în cazul procesului de tăiere, elementele tăieturii, şi calculul consumului de energie al procesului de dizlocare. .S-a ajuns la concluzia că grosimea tăieturii este invers proporţiinală cu consumul specific de energie. De aici rezultă că, mărimea grosimii tăieturii în anumite limite , duce la scăderea bruscă a consumului specific de energie, a procesului de diylocare, la o mărire în continuare a grosimii, câştigul de energie se micşorează, şi mai departe practic nu se mai obţine o micşorare a consumului de energie.

O altă concluzie reieşită de pe urma analizei procesului de tăiere cu cuţite este că la tăierea cu un singur cuţit, variaţia forţei tangenţiale are un caracter periodic, sub forma unor dinţi de ferăstrău,. La lucrul cu mai multe cuţite, maximele şi minimele de regulă nu corespund în timp. Testele efectuate au arătat că efectul combinat al cuţitelor duce la creşterea productivităţii cu 15-20%.

Pentru creşterea productivităţii la tăiere, a obţinerii unor suprafeţe tăiate mai netede, scăderea consumului specific de energie ţi reducerea pericolelor de aprindere a metanului, am prezentat ca variante alternative tăierii mecanice procedeele neconvenţionale de dizlocare cum ar f tăierea hidraulică tăierea hidromecanică sau dizlocarea prin impact. Pentru rocile dure şi de regulă pentru rocile ornamentale, unde calitatea suprafeţelor tăiate trebuie să fie cât mai bună, se recomandă tăierea hidraulică . La tăierea celorlalte substanţe minerale utile sau roci se recomandă tăierea hidromecanică sau prin impact.

In concluzie am recomandat ca în cazul rocilor tari şi foarte tari, să se folosească procedee de dizlocare neconvenţionale, iar în cazul rocilor de tărie mică şi medie să se folosească tăierea mecanizată.

23

CAPITOLUL III PRINCIPALELE FENOMENE DE INTERACŢIUNE SPECIFICE

DISLOCĂRII ROCILOR

3.1. Instrumente de dizlocare Din cele două categorii principale de instrumente de dizlocare cuţite (fig.3.1) şi discuri

(fig.3.2) accent se pune pe primele, respectiv pe cuţite, fapt explicabil prin răspândirea mult mai mare a acestora.

Fig. 3.1. Forţe care acţionează pe cuţit . α -unghi de degajare; β –unghi de aşezare; d – adâncimea de tăiere; θ –unghi de taluz al aşchiei ; w- Lăţimea muchiei tăietoare

Fig. 3.2. Forţele care acţioneză pe disc

3.1.1.Cuţite (fig.3.3) După ce se prezintă condiţiile dificile în care lucrează cuţitele, se tratează elementele

şi parametrii geometrici ai acestora (fig. 3.4). Cuţitele pentru maşinile de abataj se pot împărţi după formă şi destinaţie în două

grupe: radiale ( fig. 3.3.a), montate în bacurile organului de tăiere după raza tamburului sau tobei; tangenţiale (fig. 3.3.b), montate în bacuri sub un unghi faţă de rază ( înclinate înainte). Amplasarea cuţitelor radiale şi tangenţiale pe organele de tăiere este prezentată în figura 3.3.a, respectiv 3.3b. Cuţitul (fig. 3.4) constă din corpul 1 care reprezintă partea activă a cuţitului şi coada 2. Coada se introduce în lăcaşul bacului de prindere (portcuţit) şi se fixează rigid sau elastic. Corpul cuţitului este armat, de regulă, cu plăcuţa din aliaj dur 3. El trebuie să aibă o anumită formă geometrică, care este definită de feţe (suprafeţe), unghiuri şi muchii. Elementele geometrice reprezentative ale corpului cuţitului sunt următoarele: faţa anterioară

β d d

α θ θ

w

Forţa tangenţială

Forţa

nor

mal

ă

Aşchii

Forţa tangenţială

Forţa

nor

mal

ă

Forţa laterală

h

24

M, faţa posterioară L, feţele laterale M, muchia tăietoare principală sau lama N, muchiile tăietoare laterale P.

Fig. 3.3. Amplasarea cuţitelor pe tamburi şi tobă

a - radiale b – tangenţiale

Unghiurile principale constructive ale cuţitului se determină pentru starea lui de repaus, adică atunci când viteza de avans va = 0 şi planul de tăiere ocupă poziţia D-D. Acestea sunt : unghiul de ascuţire γ, unghiul posterior sau de aşezare α, unghiul de tăiere δ şi

unghiul anterior sau de degajare β. 3.1.2. Discuri

O nouă tendinţă în dezvoltarea maşinilor miniere o constituie folosirea discurilor de tăiere. Mai întâi au fost echipate cu discuri (role) (fig. 3.2.) organele de tăiere ale combinelor de înaintare cu tăiere integrală.

Avantajele săpării cu maşini echipate cu discuri (role) sunt : - roca din jurul galeriei nu este afectată de efectele dislocării cu role aşa cum se

întâmplă în cazul folosirii explozivului; - supraprofilul, care în cazul împuşcării este de 20-30% faţă de secţiunea

necesară, va fi de maxim 5% în cazul săpării mecanizate, aceasta ducând implicit şi la economii de încărcare şi transport al materialului;

Fig. 3.4. Elementele şi parametrii constructivi ai cuţitelor

25

- măruntul obţinut are o granulaţie mai uniformă, ceea ce permite adoptarea unui sistem de încărcare-evacuare eficient şi de mare capacitate.

Dezavantajele apar în primul rând datorită costului ridicat al acestor maşini, folosirea lor fiind motivată doar în cazul săpării unor galerii de lungime mare. De asemenea, este limitată utilizarea lor în roci foarte tari datorită consumului mare de instrumente de tăiere (discuri) având în vedere costurile ridicate ale acestora.

În ultimul timp, cercetările de laborator şi cele realizate în condiţii reale, au orientat aplicarea discurilor şi la alte tipuri de maşini, printre acestea numărându-se combinele de abataj cu organe de tăiere sub formă de tamburi melcaţi. Spre deosebire de tăierea cu cuţite aşchietoare, în cazul discurilor se produce un deranjament al rocilor tăiate sub linia de tăiere, datorită unei forţe de compresiune care induce o tensiune ce produce fisurarea rocilor. Aceste fisuri sunt exploatate la trecerile altor discuri ale organului tăietor.

3.2. Organe executoare

Organul executor al combinelor de abataj se numeşte subansamblul cu ajutorul căruia se execută operaţii de desprindere a masei miniere din masiv, fragmentarea şi încărcarea ei pe mijloacele de transport. Există doua tipuri de organe executoare: - cu tăiere integrală:

- după stratificaţie (tamburii cu axa verticală de rotaţie ); - perpendicular pe stratificaţie (tamburii cilindrici şi melcaţi cu axa orizontală de

rotaţie); - cu făgaşe (coroane foratoare, discuri, bare).

3.2.1. Tamburi melcaţi Organele executoare sub formă de tambur cu axa orizontală de rotaţie reprezintă în

sine un cilindru pe a cărui suprafaţă exterioară sunt fixate într-o succesiune determinată bacuri cu cuţite. În timpul contactului cu frontul, fiecare cuţit taie o fâşie sub formă de seceră. Tamburul se reglează uşor pe grosimea stratului, este simplu ca şi construcţie, are acţionare sigură, dar mărunţeşte pronunţat masa minieră şi necesită dispozitive speciale de încărcare.

Tamburii melcaţii nu se deosebesc de tamburii cilindrici ca mod de dizlocare a cărbunelui din masiv, dar au condiţii mai bune de evacuare a materialului şi de încărcare a lui pe transportor; în schimb, au capacităţi limitate de transport la diametre mici. Organele executoare cilindrice cu axa de rotaţie verticală efectuează extragerea pe toata suprafaţa frontului şi sunt reversibile. Ca dezavantaje se menţionează că au condiţii total nefavorabile de încărcare, sfărâmă suplimentar masa utilă, au un diapazon mic de reglare pe grosimea stratului, fiind dificil de condus după hipsometria culcuşului şi a acoperişului.

3.2.2. Parametri

Pincipalii parametri constructivi ai organului de tăiere tip tambur melcat sunt (fig.3.5): Dtf - diametrul tamburului care taie în faţă; Dts - diametrul tamburului care taie în spate; Dm - diametrul melcului; db - diametrul butucului melcului (diametrul interior al paletei de încărcare); Bf - lăţimea fâşiei; p - pasul melcului; αm - unghiul de înclinare al elicei melcului; δm - grosimea elicei melcului; t - pasul de tăiere;

H1 şi H2 - partea de grosime a stratului extrasă de tamburii combiei, inferior şi superior.

26

Principalul parametru care determină legitatea variaţiei consumului specific de energie la tăiere este adâncimea tăieturii,iar pentru alte condiţii egale, viteza de avans.

Fig. 3.5. Parametrii organului de t[iere de tip tambur melcat

În fig. 3.6. sunt arătate curbele care caracterizează dependenţa calitativă a

consumului specific de energie Hw a procesului de dizlocare, funcţie de adâncimea de tăiere pentru limitări suprapuse după pasul de tăiere, capacitatea de transport a melcului şi consola cuţitelor. Cuţitele pe organul de tăiere de obicei se pot monta după schemele în eşichier, succesivă sau combinată (fig.3.7), iar pentru aceasta bacurile pentru cuţite sunt sudate pe spirale în ordinea corespunzătoare.

Fig.3.6. Dependenţa consumului specific de energie Hw în funcţie de adâncimea de tăiere, respectiv de viteza de avans

H1

hm

ax

Dm

Dtf

Dts

db

δm p

αm Bf

H2

t

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

123

Hw

opt

Hw

mi

n

hopt hcr H, va

27

La schema în eşichier (fig. 3.7.a), tăieturile formate la o rotaţie a organului de tăiere sunt amplasate în eşichier, adică din două tăieturi vecine, una obligatoriu este în avans. Avansul este egal cu jumătatea grosimii tăieturii. In acest caz se observă o completă echilibrare a forţei laterale de tăiere X pe organul de tăiere.

La schema succesivă de tăiere (fig. 3.7.c) avansul unui cuţit faţă de altul practic lipseşte, iar dezvelirea frontului este întotdeauna unilaterală, din care cauză se observă mari sarcini laterale. . Schema de tăiere combinată (fig. 3.7.b) are loc pentru o succesiune în eşichier a cuţitelor, dar pentru o mărime a avansului tăieturilor vecine diferită de jumătatea grosimii. La alegerea schemei de amplasare a cuţitelor pe tambur este necesar să se reţină că numărul

cuţitelor pe o linie de tăiere depinde de numărul începuturilor (paletelor) melcului, întrucât cuţitele se montează pe paleteCa urmare a amplasării neuniforme a cuţitelor pe organul de tăiere sarcinile medii la o rotaţie se schimbă mult , influenţând negativ asupra încărcării, acţionării şi stabilităţii combinei.

Organele de tăiere sub formă de tambur melc nu se deosebesc de tamburii cilindrici ca mod de dizlocare a cărbunelui din masiv, dar au condiţii mai bune de evacuare a cărbunelui dislocat şi de încărcare a lui pe transportor, întrucât fluxul de material dislocat se deplasează în lungul axei tamburului, direct pe transportor.

Aceasta micşorează lungimea drumului de transport reduce gradul de circulaţie şi uşurează încărcarea materialului pe transportor, totodată se reduce mărunţirea masei utile în procesul de încărcare. Fiecare cuţit, în timpul contactului cu frontul taie o aşchie sub formă de seceră (fig.3.8).

Fig. 3.7. Scheme de amplasare a cuţitelor şi scheme de tăiere

Fig. 3.8. Forma tăieturii executate de un cuţit amplasat pe organ de tăiere de tip tambur melc

28

3.3. Modelarea interacţiunii instrumentelor de dizlocare cu rocile – abordare sistemică

3.3.1. Modele pentru tăierea cu cuţite

Este cunoscut faptul că

acţiunea de dizlocare a unui cuţit implică crearea unei zone de rocă sfărâmată în jurul tăişului cuţitului. Această zonă realizează transferul către rocă al forţei active creând eforturile de dizlocare. Cercetările întreprinse de un mare număr de autori au fost orientate în principal în următoarele direcţii:

- încercarea stabilirii unor modele teoretice pentru calculul forţelor de interacţiune şi luând în considerare un anumit criteriu de rupere;

- încercarea de a stabili ecuaţii empirice sau de a realiza simulări numerice ale procesului.

Cu această ocazie au fost

clasificate caracteristicile de fragmentare ale rocilor în cazul solicitării la compresiune. Astfel, s-a arătat că poate exista o

fragmentare a rocii în aşchii de dimensiuni reduse, urma cuţitului având totuşi o formă prismatică (fig.3.9.a), situaţie tipică pentru rocile moi sau roca se poate fragmenta datorită eforturilor de tracţiune care apar în propagarea fisurilor caracteristică rocilor tari (fig.3.9.b).

În modelarea interacţiunii instrument de tăiere - rocă analiza tăieturii pe suprafaţă plană reprezintă elementul de bază.

a) Modelarea tăieturii singulare pe suprafaţă plană

După cum este cunoscut sistemul de forţe care acţionează asupra cuţitului este format din forţa de tăiere sau tangenţială, forţa de avans sau normală şi forţa laterală.

Aşa cum s-a arătat experimental aceste forţe au o variaţie pseudoaleatoare în timp fiind caracterizate printr-o valoare medie

d

do

α αc

β

x

z

x

b

y

z

2

3

1

Fig.3.9. ,a Modul de formare a aşchiei în roci moi

d

2α

A A

α δ

Fig.3.9. ,b Modul de formare a aşchiei în roci tari

29

şi valori maxime.Modelarea interacţiunii se bazează pe determinarea valorilor medii şi a valorilor maxime pentru fiecare din aceste forţe.

Cele două moduri clasice de formare a aşchiei sunt prezentate în fig.3.9 (a şi b). Relaţiile pentru determinarea forţelor maxime de aşchiere sunt date în tabelul 3.1.

Tabelul 3.1.

Modul de formare a aşchiei

Parametrii rocii

Forţa maximă de tăiere

Observaţii

a σc , φ A.d + B.d2 A şi B proporţionali cu σc , B ν A b

Kic , αc

C.d3/2

C proporţional cu KIc

În tabelul 3.1. semnificaţia notaţiilor este:

σc - rezistenţa la compresiune uniaxială, φ - unghiul de frecare interioară, KIc - indicele de fracturare, αc - unghiul planului de desprindere a aşchiei; d - adâncimea de tăiere.

Pentru determinarea raportului dintre forţa normală şi forţa tangenţială Kn se poate utiliza relaţia aproximativă:

unde: K0 - este valoarea reziduală a coeficientului Kn cuprins între 0,25)0,4; β0 - un coeficient empiric de ordinul 0,01 mm-1. Pentru cuţitele care lucrează la temperatură ridicată, iar expresia [1 - (2 β0d)1/2] se

înlocuieşte cu [A - (2 β0d)1/2], cu A>1. Raportul dintre valorile maxime şi medii ale forţelor depind de tipul cuţitului fiind între 0,4 şi 0,5 pentru cuţitela radiale respectiv între 0,35 şi 0,45 pentru cuţitele tangenţiale, în cazul cuţitelor noi.

b)Modelarea tăieturilor multiple, blocate şi semiblocate Întrucât organul de tăiere este astfel construit încât asupra rocii acţionează simultan

mai multe cuţite, respectiv tăietura unui cuţit interacţionează cu tăieturile deja realizate, studiul acestei probleme este necesar.

Pentru a se ţine cont de interacţiunea a două făgaşe alăturate se introduce coeficientul de interacţiune K care depinde de caracteristicile rocii, având uzual valori cuprinse între 1,5 pentru roci moi şi 4 pentru roci tari compacte.

Pentru o distanţă dată S între două făgaşe alăturate există o valoare critică a adâncimii de tăiere notată cu dc = S/K. În cazul în care d > dc a doua tăietură poate fi considerată blocată. În cazul desprinderii porţiunii de rocă cuprinsă între două tăieturi alăturate se constată o reducere a forţei normale şi a forţei tangenţiale şi apare o forţă laterală dată prin raportul Kl = Fl/Fc având valoarea de 0,5.

Kl se poate calcula şi cu relaţia:

unde: A - este coeficientul cuprins între 0,33 şi 0,5. În cazul în care cele două tăieturi alăturate au adâncimi diferite, adâncimea critică dc

se calculează cu relaţia:

] )d (2 - [1)K - (1 + K = (d) K 21

000n β•

d>dpentru )dd - (1A = K c

cl ⋅

30

unde: δd - este diferenţa de adâncimi (d1 - d2). Pentru cazul tăieturilor blocate (când un cuţit taie în făgaşul creat anterior de un alt

cuţit) valorile calculate ale forţelor de tăiere se amplifică cu un coeficient AF(p) în care p este numărul de ordine al tăieturii.

Pentru completarea acestui model al interacţiunii cuţitului cu roca trebuie arătat şi efectul uzării tăişului.

S-a constatat o creştere liniară a raportului Fn/Fc în funcţie de creşterea lăţimii tăişului prin uzură.

3.3.1.Modele pentru tăierea cu discuri Componentele forţelor în acest caz diferă de cele care caracterizează cuţitele.

Sfărâmarea rocii este produsă întâi de forţa normală Fn care determină pătrunderea discului în rocă. La această forţă se adaugă câte o componentă laterală Fl pe fiecare din muchiile laterale ale discului şi o forţă de avans Fr paralelă cu direcţia de avans (Fig.3.10.).

Rezultanta acestor forţe trebuie să treacă prin axa discului. Valoarea forţei normale se poate calcula cu o relaţie de forma :

FN = 4 .σc . d . (D.d - d2 )1/2 . tg (δ/2) (2.19) unde :

δ - unghiul de ascuţire a discului d - adâncimea de pătrundere D - diametrul discului σc - rezistenţa la compresiune uniaxială a rocii. Pentru că d/D este foarte mic, relaţia se poate scrie şi sub forma :

În cazul în care nu există frecare de rostogolire a discului forţa de avans are expresia :

Forţele laterale sunt date de relaţia :

Deşi foarte simplu, acest model asigură o estimare foarte bună a forţelor cu excepţia situaţiilor de tăieturi adîncite sau tăieturi apropiate, care conduc la dizlocarea rocii cuprinse între făgaşe.

Există şi un model bazat pe criteriul de rupere Mohr-Coulomb care utilizează relaţiile :

Acest model este însă mai rar folosit.

)2d ( + )

KS( = d c

δ

dD)2

tg(4=F 23

21

cN ••••δ

σ

d)2

tg(4=F 2cT •••

δσ

)2

tg(2

F=F NL δ

•

cdotdD)2

tg(A=F 23

21

N ••δ

d)2

tg(B=F 2T ••

δ

31

3.4. Concluzii În acest capitol se prezintă procesul de interacţiune specific dizlocării rocilor, din punct de vedere al elementului activ , şi anume al instrumentului de dizlocare şi al organului executor, cu exemplificări pentru cuţite, discuri şi organe în formă de tambur melc.

Datorită faptului că sunt instrumentele cele mai răspândite, se tratează pe larg cuţitele care echipează organele de lucru ale maşinilor de dizlocare. După ce se prezintă condiţiile dificile în care lucrează cuţitele, se tratează elementele şi parametrii geometrici ai acestora. Sunt tratate în continuare discurile de tăiere, a căror utilizare a fost extinsă în ultimul timp, de la combinele de înaintare cu tăiere integrală, la sape de foraj de mare diametru şi chiar la combinele de abataj. Se evidenţiază principalele avantaje ale săpării cu maşini echipate cu discuri precum şi principalele dezavantaje, principalul dezavantaj fiind limitarea utilizării lor în roci foarte tari datorită consumului mare de instrumente de tăiere (discuri) având în vedere costurile ridicate ale acestora. Se prezintă în continuare organele executoare, în cadrul cărora, pentru că sunt cele mai utilizate, cele în formă de tambur melc. Pentru acestea sunt prezentaţi principalii parametrii geometrici şi constructivi, precum şi principalii parametrii funcţionali, cum ar fi consumul de energie. Sunt prezentate în continuare modelele interacţiunii instrument rocă pentru principalele tipuri de instrumente tratate, şi anume cuţitele şi discurile, fiind prezentată atât fenomenologia specifică cât şi principalele relaţii de interdependenţă dintre parametrii instrumentului şi caracteristicile fizico-mecanice ale rocilor, precum şi influenţa acestora asupra caracteristicilor de forţă, energetice şi de productivitate ale procesului de dizlocare.

FN

FT

d

δ/2

FN /2

FL

s

D/2

FN

FT

d

A

Fig.3.10. Forţele care acţionează asupra discului

32

CAPITOLUL IV CONTRIBUŢII PRIVIND ELABORAREA UNOR MODELE

STATISTICE ALE PROCESULUI DE DISLOCARE

4.1. Generalităţi Procesul de dizlocare este un proces care este afectat de numeroşi factori a căror valoare se modifică continuu şi aleator, în spaţiu şi timp. Acest caracter, inerent masivului de rocă cu care interacţionează instrumentele şi organele executoare, este accentuat de modificări neconterolate ale parametrilor funcţionali ai instrumentelor şi organelor executoare, rezultând pe ansamblu un caracter puternic variabil al principalelor mărimi care intervin: viteze, forţe, energie, productivitate ş.a. De asemenea, la nivelul organului executor, suprapunerea mai multor mărimi cu caracter aleatoriu conduce la o convoluţie a mărimilor,, care complică analiza de detaliu.

Tratarea acestor fenomene cu modele matematice deterministe, pe baza unor relaţii de calcul euristice, conduce la obţinerea unor rezultate care nu concordă cu realitatea. De aceea una din direcţiile de analiză pentru studiul proceselor de interacţiune specifice dizlocării rocilor o reprezintă metodele statistice de analiză, pe baza rezultatelor înregistrate experimental, şi care extrapolate, să conducă la obţinerea unor legităţi cu mai mare valoare de aplicabilitate pentru cazurile concrete. 4.2.Studiul solicitării organului executor prin metode statistice

Parametrii de forţă ai funcţionării combinelor se caracterizează prin torsorul încărcării exterioare care apare ca rezultat al interacţiunii organului de tăiere al combinei cu masivul de cărbune. Torsorul încărcării exterioare,V, reprezintă suma geometrică a componentelor sale, şi anume: cea aferentă tăierii cărbunelui din masiv, V t

, şi cea aferentă încărcării cărbunelui,

V i .

Componentele torsorului încărcării exterioare va fi reprezentată prin proiecţiile forţelor Ft, Fi şi ale momentelor Mt, Mi (de la tăierea masivului şi, respectiv, de la încărcarea cărbunelui) pe axele sistemului de coordonate Oxyz (fig. 4.1):

Ft Fxt, Fyt, Fzt, Fi Fxi, Fyi, Fzi, Mt Mxt, Myt, Mzt Mi Mxi, Myi, Mzi (4.1)

Atunci, în cazul general, torsorul forţelor de încărcare exterioară va fi:

4.2.1. Analiza solicitărilor organului de tăiere Componentele torsorului încărcării exterioare pe organul de tăiere al combinei la

dislocarea stratului de cărbune reprezintă suma proiecţiilor forţelor, care se formează pe muchiile cuţitelor, pe axele de coordonate date, şi a momentelor acestor forţe în jurul axelor (fig.4.1). Componentele acestui torsor sunt reprezentate sub forma:

unde: - k simbolizează axa de coordonate (x, y, z); - Pk - proiecţia pe axa de coordonate; - Zti - forţa tangenţială pe cuţitul i; - Yi - forţa radială (normală); - Xi - forţa laterală corespunzătoare cuţitului i; - Mki - momentul forţelor cuţitului i în jurul axei k;

M ,FV + M ,F V = MF, V iiittt (4.2)

X ,Y ,Z M = M ; X ,Y ,Z P = F iitiki

n

1=iktiitik

n

1=ikt

cc

∑∑ (4.3)

33

- nc - numărul de cuţite aflate simultan în contact cu frontul de lucru. În scopul simplificării analizei solicitării, se va lua în studiu un singur organ de tăiere

şi anume tamburul din faţă al combinei de abataj. În plus, deoarece forţele pe muchiile laterale ale cuţitului sunt orientate în sens contrar una faţă de cealaltă, iar forţa rezultantă Xi, într-o primă aproximare, poate fi considerată nulă, influenţa acestor forţe asupra frecării dintre cuţit şi cărbune se ia în considerare prin valoarea mărită a coeficientului de frecare care, în acest caz, se numeşte coeficientul rezistenţei la tăiere.

Astfel, componentele torsorului încărcării exterioare pentru tamburul din faţă (fig.4.1)

sunt:

(4.4)

unde: βi1 - unghiul de montare a cuţitului i pe tambur; Li1 - distanţa de la cuţitul i la originea sistemului de coordonate dat; Di1 - diametrul tamburului la vârful cuţitelor; ϕi1 - unghiul care determină poziţia cuţitului pe traiectoria de tăiere; nc1 - numărul de cuţite pe tamburul din faţă aflate simultan în contact cu frontul.

Fig.4.1. Schema de calcul pentru determinarea componentelor torsorului de încărcare exterioară a organului executor al combinelor de abataj ; ω - turaţia tamburului: v – viteza medie de deplasare a combinei: H – grosimea stratului; Bz – lăţimea făgaşului; α - unghiul de înclinare a stratului Xid , Xis – forţa de tăiere pe muchia dreaptă şi respectiv stângă a cuţitului i Indicii 1şi2 – pentru tamburul din faţă, respectiv cel din spate.

Fzt2

Fzt1

Fxt2

Fxt1

Yt1

Zt1 va

φi2

ω1

ω2 φi1

Yt2 Zt2

Fyt2 Fyt1

B

Li1 xi1,yi1,zi1 xi2,yi2,zi2

Li2

) 11Y - 11Z ( 1L = 1M iiitii

1n

=1ixt

c

ϕϕ cossin∑

) 11Y + 11Z ( = 1F iiiti

1n

=1ixt

c

ϕϕ sincos∑ 11Y = 1F ii

1n

=1iyt

c

βsin∑

) 11Y + 11Z ( 1L 0,5= 1M iiitii

1n

1=izt

c

ϕϕ sincos∑

) 11Y - 11Z ( = 1F iiiti

1n

=1izt

c

ϕϕ cossin∑

) 1 11Y + 1Z ( 1D 0,5= 1M iiitii

1n

=1iyt

c

ϕϕ cossin∑

34

4.2.2. Analiza forţelor ce acţionează pe muchiile unui cuţit singular Forţele care se formează pe muchiile cuţitelor la tăierea masivului sunt neuniforme

(fig.4.2.a), mărimea şi caracterul acestora fiind condiţionate de: rezistenţa cărbunelui la tăiere, grosimea şi lăţimea aşchiei, lungimea porţiunii de masiv tăiate ş.a.

Neglijând influenţa aşchiilor mici tăiate din masiv, variaţia forţelor care se formează pe muchiile unui cuţit al organului de tăiere, în timpul procesului de tăiere, este reprezentată în fig.4.2.b., şi se poate scrie sub forma:

unde:

Z0i, Y0i - forţele iniţiale, tangenţială şi normală, corespunzătoare cuţitului i; ,K z ,K y Kα - valorile medii ale coeficienţilor care evidenţiază

modificările forţelor respective la modificarea grosimii aşchiei şi a unghiului nominal de aşezare al cuţitului i; hi, ti - lăţimea, respectiv grosimea aşchiei tăiate de cuţitul i; αyi - valoarea instantanee a unghiului nominal de aşezare a cuţitului i; li - lungimea aşchiei tăiate de cuţitul i; l0i, l1i, l2i - valorile limită ale lungimii aşchiei tăiate pentru care se schimbă

caracteristicile forţelor pe muchiile cuţitului i;

l < l < lpentru Z

l < l < lpentru ] )l - l( )l - l( - [1 l t h A k + Zl < l < 0pentru l t h A k + Z

= Z2ii1iki

1ii0i1-

0i1i0ii0iiiiz0i

0iiiiiiz0i

i

(4.5)

( )( )( )

<<

<<

+

−−

−+

<<++

=

iiiki

iiiiyiii

iiiiyi

iiiyiiiyi

i

lllY

lllAkllll

lhkY

llAklhkY

Y

21

1001

000

00

,

,1

,0

α

α

α

α

(4.6)

a) b) Fig.4.2. Oscilograma tipică a forţelor de tăiere pe cuţit (a) şi reprezentarea lor schematizată (b)

35

Zki, Yki - forţele finale, tangenţială şi normală, ale cuţitului i. Mărimile forţelor iniţiale,respectiv finale, pe muchiile cuţitului se reprezintă sub

forma:

unde:

f’ - coeficientul rezistenţei cărbunelui la tăiere; k s - valoarea medie a mărimii care evidenţiază caracterul spaţial al stării de tensiune din masivul tăiat; Si - suprafaţa de contact a cuţitului i cu masivul, pe muchia posterioară. Distribuţia valorilor medii ale intervalelor de lungime a aşchiei din masiv (fig.4.3)

obţinute prin prelucrarea statistică a oscilogramelor forţelor la tăierea masivului raportate la lungimea geometric posibilă, se descrie prin legea lui Weibull, iar expresia analitică a acesteia are forma:

unde: a, b, c - parametri de distribuţie care evidenţiază scara, forma şi respectiv

deplasarea curbei distribuţiei statistice. Rezistenţa cărbunelui la tăiere, după cum se ştie, este o mărime variabilă chiar în

limitele aceluiaşi abataj şi este distribuită după legea normală. În cazul studiat, densitatea distribuţiei probabilităţilor rezistenţei cărbunelui la tăiere este:

unde: Ai , σAi - valoarea medie şi dispersia rezistenţei cărbunelui la tăiere, pentru cuţitul i.

Contactul cuţitului pe muchia posterioară cu masivul are un caracter aleator, datorat atât caracterului tăierii masivului cât şi neuniformităţii intrării cuţitului în front. De aceea, în continuare, vom considera suprafaţa de contact a cuţitului cu masivul o mărime aleatoare, subordonată legii densităţii uniforme a cărei expresie analitică are forma:

unde: Su -.suprafaţa teşiturii de uzură a cuţitului pe muchia anterioară.

Modificarea parametrilor de tăiere ai masivului, inclusiv a unghiului nominal de aşezare al cuţitului i, condiţionată de deplasarea neuniformă a combinei şi de pivotarea tamburului în plan perpendicular cu planul vectorului vitezei de deplasare a combinei, se va examina în continuare. Se observă că unghiul nominal de aşezare al cuţitului este o mărime aleatoare reprezentând funcţia arctangentă a unei mărimi cu distribuţie normală.

a)

A S k = Y = Y iis0iki (4.8)

Z = Y f = Z ki0i0i ′ (4.7)

]ac) - l[( - ]a c) - l[( a b = )lf( b-1i

1 - b-1i

-1i exp (4.9)

] )A - A( [-0,5 ]2 [ = )Af( -2Ai

2ii

-1Aii σπσ exp (4.10)

]S ,[0 S 0S S 0 S = )Sf(

ui

ui-1u

i∉

≤≤ (4.11)

0%

5%

10%

15%

20%

25%

30%

0 10 20 30 40 50 60

36

b) c)

Fig. 4.3. Histograma distribuţiei probabilităţilor lungimii aşchiei pentru intervalele: a) 0 – l0i b) l0i – l1i c) l1i – l2i

Astfel, modelele matematice ale forţelor care se formează pe muchiile cuţitului la

tăierea masivului sunt funcţii multidimensionale care evidenţiază proprietăţile de rezistenţă şi elasto-plastice ale cărbunelui, caracterul tăierii masivului (în aşchii) şi regimul de lucru al combinei, parametrii schemei de amplasare a cuţitelor, parametrii cuţitelor, condiţiile geologo -miniere etc. Totodată, forţele care se formează pe muchiile cuţitului sunt funcţii aleatoare cvadridimensionale, al căror caracter aleator este condiţionat de caracterul aleator al rezistenţei cărbunelui la tăiere, de lungimea aşchiei din masiv, de suprafaţa de contact a cuţitului pe muchia posterioară cu masivul şi de mărimea unghiului nominal de aşezare al cuţitului.

Pornind de la expresiile (4.5) şi (4.6) scrise sub forma:

Se determină parametrii statistici de bază ai acestora şi anume - media M şi dispersia

D. sub forma :

unde:

l l < l l l< l

l l 0

ZZ + Z + Z

Z + Z = Z

2ii1i

1ii0i

0ii

ki

3i2i0i

1i0i

i

≤≤

≤≤

(4.12)

l l < l l l< l

l l 0

YY + Y + Y + Y

Y + Y + Y = Y

2ii1i

1ii0i

0ii

ki

5i4i4i0i

2i1i0i

i

≤≤

≤≤

(4.13)

)Z,Y2K( - DY)f( + DZ = DZ

MYf + MZ = MZ

iii2

iti

iiti

′

′ (4.20)

0%

5%

10%

15%

20%

25%

30%

35%

40%

0 10 20 30 40 50 60

0%

5%

10%

15%

20%

25%

0 10 20 30 40 50 60

37

K( Yi, Zi ) - momentul de corelaţie dintre forţele Yi, Zi., care se determină pentru fiecare interval.

Pe baza legii distribuţiei lungimii aşchiei din masiv, densitatea distribuţiei probabilităţilor frecvenţei forţelor pe muchiile cuţitului este :

4.2.3. Analiza influenţei neuniformităţii deplasării combinei şi a pivotării organului de tăiere Din funcţiile date mai sus pentru determinarea forţelor pe muchiile cuţitului rezultă că

în condiţii similare, asupra mărimi şi caracterului acestora, o influenţă esenţială o are grosimea aşchiei şi unghiul nominal de aşezare a cuţitului (sau variaţia acestuia).

Mărimea acestor parametri este condiţionată de viteza de deplasare a combinei, de turaţia organului de tăiere, de numărul de cuţite pe linia de tăiere şi de alţi factori din care unul (numărul de cuţite pe linia de tăiere ) rămâne nemodificat în procesul de lucru, iar al doilea (viteza de tăiere), poate fi considerat constant.

Viteza de deplasare a combinei de abataj cu organ de tracţiune cu lanţ este

neuniformă. Acest lucru este demonstrat şi de fragmentele de oscilograme ale vitezei de deplasare şi a încărcării combinelor (puterii absorbite) prezentate în fig. 4.4 şi 4.5.

Fig. 4.4. Fragment din oscilograma vitezei de deplasare instantanee vxk şi a momentului My corespunzătoare mecanismului de acţionare a organului de tăiere.

Fig. 4.5. Fragment din oscilograma vitezei de deplasare instantanee vxk şi a puterii motorului Pa ale combinei KA-80.

])(a )c - v(2 - [])(a )c - v[(2)b(av2 = )f( b-1ZiZiti

1-b-1ZiZiti

-12ZitiZi ωωπωωπωπω exp (4.27)

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6

38

Fig. 4.6. Fragment din oscilograma momentului forţelor de rezistenţă pe tambur la tăierea masivului cu combina K-103, în regim stabilizat de funcţionare.

Fig. 4.7. Fragment din oscilograma momentului forţelor de rezistenţă pe axul tamburului inferior la tăierea masivului cu combina 2K-52, în regim stabilizat de funcţionare.

Pornind de la grosimea aşchiei în sensul vectorului vitezei de avans a combinei fără luarea în considerare a pivotării organului de tăiere în plan vertical:

unde: t - durata; τ0 - durata rotirii organului de tăiere sub un unghi central între cuţitele de pe o linie de

tăiere; vxk - viteza instantanee de deplasare a combinei. Reprezentând vxk sub forma unui proces aleator şi utilizând descompunerea canonică

a funcţiilor aleatoare după substituţie şi integrare vom avea pentru valoarea maximă a grosimii aşchiei:

(Z)dZv = h xk

+t

t

0

∫τ

max (4.30)

1)] - (b - a[ + v = h 0j1-jj0j

1-jj

j=100 τλλτλλτ cossinmax ∑

∞

(4.32)

0

5

10

15

20

25

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6

0

5

10

15

20

25

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6

39

iar pentru raportul dintre grosimea aşchiei determinate în funcţie de viteza reală de deplasare a combinei şi grosimea aşchiei determinată în funcţie de valoarea sa medie, raport care caracterizează influenţa neuniformităţii deplasării combinei asupra grosimii aşchiei găsim:

Astfel, influenţa neuniformităţii deplasării combinei asupra neuniformităţii grosimii aşchiei este condiţionată de raportul dintre frecvenţa oscilaţiei vitezei de deplasare a combinei, frecvenţa rotaţiei organului de tăiere şi numărul de cuţite pe linia de tăiere.

Relaţiile de mai sus dau posibilitatea determinării parametrilor de tăiere a masivului ţinând seama de neuniformitatea vitezei de deplasare şi de pivotarea organului de tăiere în plan vertical.

4.3. Determinarea componentelor şi parametrilor torsorului de încărcare

exterioară a organului de lucru Se determină mediile şi dispersiile componentelor torsorului de încărcare exterioară,

condiţionate de tăierea masivului. Pentru o omponenta a forţei şi a a momentului acestea au au forma:

unde: Ky - momentul de corelaţie dintre forţele Zti1,Yi1, determinat prin funcţia:

- în intervalul 0 ≤ li ≤ l0i -în intervalul l0i < li ≤ l1i

- în intervalul l1i < li ≤ l2i

Pentru un organ de lucru pot exista simultan în contact cu frontul până la 25 de cuţite.

1)] - (b - a[)v( + 1 = 0j1-jj0j

1-jj

j=1

1-00h τλλτλλτδ cossin∑

∞

(4.33)

)MY + MZ1( = MF i1i1i1ti1

n

=1ixt1

c

ϕϕ sincos∑

)K2 - DY + DZ1( = DF i1i1yi12

i1i12

ti1

n

=1ixt1

c

ϕϕϕϕ cossinsincos∑

)MY - MZ(L1 = MM i1i1i1ti1i1

n

=1ixt1

c

ϕϕ cossin∑

)K2 - DY + DZ(L1 = DM i1i1yi12

i1i12

ti12i1

n

=1ixt1

c

ϕϕϕϕ cossincossin∑

Y MZ M +

+ DYkk + DYkk + )DY + DY(f = K

ij1tir1j1<r1

2Ai1

4i1-1733i1

-1620i1i1y

ˆˆ∑′

σ (4.52)

Y MZ M + DYkk + )DY + DY(f = K ij1tir1j1<r1

2Ai11i1

-1410i1i1y ˆˆ∑′ σ (4.51)

DYf2 = K 0i1y ′ (4.53)

40

Pentru evidenţierea componentelor de joasă frecvenţă ale torsorului de încărcare exterioară care se formează pe organul de tăiere al combinei la tăierea masivului, reprezentăm forţele pe muchiile cuţitului [i] sub forma:

unde: Y ,Z 0- probabilitatea matematică a forţelor pe muchia anterioară la grosimea maximă a aşchiei şi respectiv a componentei constante pe muchia posterioară a cuţitului;

q ,q 21 - probabilitatea matematică a mărimilor care evidenţiază influenţa asupra forţei pe muchia posterioară a cuţitului, respectiv a grosimii aşchiei şi modificarea unghiului nominal de aşezare a cuţitului.

Se poate vedea că forţele prezente astfel pe muchiile cuţitului reprezintă probabilitatea matematică a valorilor instantanee a acestora, date de funcţiile 4.7 şi 4.8, şi exprimate ca funcţii ale grosimii aşchiei şi vitezei de deplasare a combinei.

În concluzie, componenta torsorului de încărcare exterioară care se formează pe organul de tăiere al combinei la tăierea masivului, este condiţionată, în părţi egale, de sumele funcţiilor trigonometrice ale unghiurilor care determină poziţia cuţitelor pe traiectoria de tăiere.

4.4. Model al interacţiunii organ executor-rocă Performanţele unei maşini de dislocare sunt determinate de viteza de avans şi de

stabilitatea organelor de dislocare. Creşterea peste o anumită limită a vitezei de avans, deşi posibilă tehnologic, este limitată de apariţia vibraţiilor.

Optimizarea proiectării parametrilor unui echipament de dislocare înseamnă stabilirea unei valori maxime a vitezei de avans la care vibraţiile rămân în limite acceptabile. Aşa cum se vede din fig.4.14 ameliorarea performanţelor maşinii se obţine prin corelarea între caracteristicile maşinii pe de-o parte şi productivitatea ei, pe de altă parte, considerând restricţiile impuse de nivelul vibraţiilor.

Fig. 4.14. Modelul simplificat al unei maşini de dislocare

ϕϕ

ϕ

i0ik210i

ii

q + Y = )xq + hq( + Y = Y

Z = Zsinsin~

sin~

max

(4.54)

41

Caracteristicile maşinii sunt : cuplul maxim la arborele organului de dislocare, forţa

de avans şi rezultanta forţelor de reacţiune a masivului. Acestea sunt strâns legate de puterea instalată a maşinii, masa proprie a maşinii şi

caracteristicile sistemelor hidraulice de deplasare a organului de tăiere. Aşa cum este ilustrat în fig.4.15 corelarea vitezei de avans a instrumentului de

dislocare cu caracteristicile maşinii este posibilă. Pentru modelarea procesului de dislocare cu organe de tăiere de tip tambur melcat se

începe cu modelarea interacţiunii rocă-instrument de tăiere şi se continuă cu modelarea cinematica a organului de tăiere întrucât viteza de avans, momentele şi forţele sunt rezultatul interacţiunii organului de dislocare cu rocile.

În esenţă, orice model al procesului de dislocare trebuie să furnizeze legătura dintre caracteristicile constructive şi funcţionale ale maşinii şi performanţele acesteia în condiţii date privind natura şi caracteristicile rocilor precum şi regimul de exploatare al maşinii.

Fig. 4.16. Construcţie tipică de tambur a) construcţie simplă (3 spire nedecalate) b)construcţie normală (distanţă variabilă între liniile de tăiere, 4 spire decalate)

Fig. 4.15. Modelul complex al unei maşini de dislocare

42

4.4.1.Model matematic pentru studiul influenţei parametrilor constructivi şi funcţionali ai organelor executoare asupra performanţelor procesului de dislocare 4.4.1.1. Analiza cinematică a tamburului melcat Pentru a calcula forţele şi momentul pe organul de tăiere pornind de la forţele pe

cuţit, este necesară o analiză cinematică în timpul fiecărei rotaţii a tamburului, pentru a determina adâncimile de tăiere precum şi condiţiile diferite care pot să apară: tăiere interactivă, când adâncimea de tăiere este suficient de mare, şi adâncire a tăieturilor, în celelalte situaţii.

Analiza cinematică depinde de tipul organului de tăiere şi de faza de lucru (penetrare, tăiere propriu-zisă). Vom considera un tambur melcat cu vitezele de tăiere şi de înaintare constante.

Acest tip de organ de taiere se întâlneşte frecvent la combinele de abataj. Tamburul melcat (fig.4.16) constă, în general, dintr-un sector de front, unde cuţitele

sunt aşezate pe spirale, şi un sector de capăt. În cadrul procesului de dislocare există două etape : penetrarea în masiv (realizată de

partea anterioara a tamburului care pătrunde în rocă) şi tăierea propriu-zisă (realizată de restul cuţitelor amplasate pe liniile frontale; tamburul taie în profunzime). Prima etapă este cea mai dificilă limitând performanţele maşinii, în timp ce a doua este mai puţin dificilă şi mai puţin productivă. Prin urmare, vom pune accent pe penetrarea în masiv, în special pe situaţia când jumătate din tambur este în contact cu roca.

Dacă vt este viteza de tăiere (rotaţie) a tamburului şi va este viteza de avans (înaintare) în rocă se poate determina adâncimea tăieturii pentru n cuţite care taie în acelaşi făgaş (număr de cuţite pe linie) :

Aceasta este de fapt adâncimea maximă la care ajunge un cuţit în timpul unei rotaţii complete a tamburului. După cum se observă în fig.4.36., adâncimea tăieturii variază de la 0 la hmax şi apoi descreşte din nou până la 0, când cuţitul pierde contactul cu roca.

Se pune problema determinării condiţiilor în care taie cuţitul pentru că de acestea depind: adâncimea tăieturii şi pasul de tăiere (distanţa dintre liniile de tăiere). Vom presupune că avem un pas de tăiere constant s. În majoritatea cazurilor, adâncimea maximă de tăiere hmax este mai mare decât adâncimea critică hcr (hcr=s/k, unde k este coeficientul de interacţiune).

Suprafaţa rocii este îndepărtată şi următorul cuţit taie un strat nou (tăiere simplă). Forţele pe cuţit sunt :

Ft - forţa de tăiere (tangenţială) Fn - forţa normală (de avans) F1 - forţa laterală

Chiar când hmax > hcr , deoarece cuţitul începe tăierea de la adâncimea 0, va exista o poziţie unde adâncimea de tăiere este egală cu adâncimea critică astfel încât înainte de această poziţie prima tăietură nu este terminată şi cuţitul următor începe să adâncească făgaşul (fiind necesar un consum mai mare de energie).

Când h este suficient de apropiat de hcr a doua trecere adânceşte făgaşul şi rupe roca dintre două taieturi învecinate.

Reducerea forţelor instantanee datorită efectului de desprindere este neglijabilă, însă important este că următorul cuţit taie o suprafaţă nouă. Deci, în acest sector al contactului tambur-rocă, va exista un ciclu de străpungere care constă din prima tăiere urmată de o adâncire. Forţele medii sunt date de ecuaţiile :

Ft = [Ft (la străpungere, h) + Ft (la prima tăiere, h)]/2

vn.v=h

t

amax (4.61)

43

Fn = Kn (h) Ft (4.62) F1 = 0 (sau F1 = K1 (h, s) Ft /2)

În ecuaţiile simplificate de mai sus F1 poate să nu fie neglijabilă, mai ales când adâncimea tăieturii este apropiată de hcr . În plus, coeficientul Fn/Ft poate să crească uşor prin efectul de adâncire.

Acelaşi raţionament se aplică şi celorlalte sectoare ale contactului tambur-rocă; există un sector unde sunt necesare două treceri consecutive de adâncire pentru a rupe roca dintre două tăieturi şi a relua ciclul, altul în care se cer trei treceri, etc.

Forţele normale rezultă din forţele de tăiere, iar forţele laterale sunt neglijabile. Acest calcul arată că ciclul de taiere al cuţitului (numărul de treceri de adâncire

înaintea tăierii unui nou făgaş) depinde de poziţia sa în timpul rotaţiei tamburului, astfel încât contribuţia sa la forţele şi momentul de pe tambur se poate calcula numai prin integrarea forţelor la vârful cuţitului la o rotaţie completă a tamburului (de la punctul de intrare în rocă până la ieşirea din rocă).

Fie θ unghiul dintre verticală (începutul tăierii) şi poziţia curentă a cuţitului, numit de exemplu, unghiul de rotaţie a cuţitului în rocă. Adâncimea tăieturii este dată de ecuaţia :

Diferitele sectoare ale tamburului care definesc ciclurile de străpungere se pot determina ca funcţii de indicele sectorului p, de exemplu numărul trecerilor de adâncire după prima tăietură. Sectorul p este dat de expresia :

hcr /(p+1) <h < hcr /p (4.64) Dacă se presupune ca tăieturile alăturate au aceeaşi adâncime pentru aceeaşi poziţie de tăiere (situaţie valabilă atunci când există un număr mare de cuţite într-o amplasare neconvenţională) hcr şi h pot fi înlocuite cu expresiile lor, rezultând :

Primul sector (sectorul 0, în jurul liniei orizontale prin axa tamburului) este definit (atunci când există) de ecuaţia :

Ecuaţiile de mai sus demonstrează că sectoarele de tăiere depind de mai mulţi parametri, cum ar fi s (pasul de taiere), viteza de rotaţie şi viteza de înaintare (acestea afectând pe hmax). În plus, fiecare sector constă din două zone simetrice faţă de orizontală.

Pentru construcţii complexe, cum ar fi spiralele de secţiune clasică sau discurile de degajare (fig.4.16.b) ipoteza că tăieturile învecinate au adâncimi similare nu este întotdeauna valabilă deoarece tamburul avansează mult între momentul când un cuţit taie sub un anumit unghi şi cel în care un alt cuţit ajunge în aceeaşi poziţie. Atunci calculul lui hcr este mai complex decât cel de mai sus.

4.4.1.2. Model teoretic

Pentru o poziţie dată, identificată de unghiul de rotaţie θ, adâncimea tăieturii dată de relaţia (4.64) şi adâncimea critică hcr (în funcţie de modul de străpungere) definesc sectorul de tăiere şi numărul de treceri p ale ciclului de străpungere.

θsinmaxh=h (4.63)

phs/k<<1)+(phs/k maxmax sinθ (4.65)

hs/k> maxsinθ (4.66)

Fig. 4.17. Adâncimea de tăiere în funcţie de unghiul de rotaţie.

44

Fiecare componentă a forţei poate fi scrisă ca :

unde: f(h,i) este expresia componentei forţei pentru adâncirea i a făgaşului h. În plus, această valoare medie a lui f se situează între o valoare minimă şi una maximă, definite ca :

Aceste două valori extreme le vom nota cu fmin şi fmax. Prima apare când cuţitul taie o suprafaţă nouă, de exemplu la începutul ciclului de străpungere (adică imediat după interacţiunea cu o linie de tăiere vecină), iar a doua corespunde ultimei treceri de adâncire, de

exemplu la sfârşitul ciclului de tăiere. La combinele de abataj cu tamburi numărul cuţitelor este de obicei mare (peste 50).

Prin urmare, este corect să se folosească valoarea medie a acţiunii fiecărui cuţit (pentru fiecare poziţie) pentru a calcula contribuţia sa la totalul de forţe şi momente de pe tambur. După cum se vede în fig.4.17. această contribuţie se poate exprima prin forţe orizontale, verticale şi prin momentul de torsiune la arborele tamburului τ:

Pentru fiecare linie de tăiere, i, contribuţia medie la forţele care acţionează asupra tamburului se poate scrie :

- forţa de tăiere (orizontală F) - forţa normală (reacţiunea RV) - forţa laterală (reacţiunea RL) -momentul de torsiune total (T)

unde: n - numărul de cuţite pe linie; Ω - unghiul tamburului în contact cu roca ( Ω este 180 pentru tamburul care taie în

plin). În ecuaţiile de mai sus s-a folosit coeficientul (nΩ/2π) care exprimă numărul mediu de

cuţite care acţionează în orice moment în timpul rotaţiei tamburului (pe fiecare linie). Efortul total pe o linie de tăiere este egal, deci, cu o singură forţă înmulţită cu acest coeficient. Deci, pentru a calcula forţele totale şi momentul pe tambur, trebuie să se adune contribuţiile liniilor de tăiere :

Vibraţiile sunt menţinute la un nivel minim şi combina funcţionează corespunzător.

Când această diferenţă este relativ mare, eforturile fluctuează mult din cauza oscilaţiilor cuţitelor între o forţă minimă la prima trecere şi o forţă maximă la ultima trecere, de adâncire. Vibraţiile vor atinge atunci un nivel ridicat.

i)f(h, 1+p

1 = fp

o=1∑ (4.67)

p)f(h, f o)f(h, ≤≤ (4.68)

θθ sincos •• F+F = H nt

θθ cossin •• F - F = V nt

F=L 1± 2D

F = t •τ (4.69)

θπ

Hd 2

n = F 0i ∫•

Ω θπ

Vd 2

n = R 0Vi ∫•

Ω θπ

Ld 2

n = R 0Li ∫•

Ω θτπ

d 2

n = T 0i ∫•

Ω (4.70)

(4.71) T = T ii

∑ ; F = F ii

∑ ; R = R ii

H ∑ : N = R ii

V ∑

45

4.4.2. Aplicaţie Vom porni de la câteva ipoteze simplificatoare privind interacţiunea cuţit-rocă,

construcţia tamburului, caracteristicile maşinii : maşina are un singur tambur. Însumând contribuţiile forţelor, respectiv momentului, pe liniile de tăiere se ajunge la calculul forţelor şi momentului pe tambur. Dacă N este numărul total de cuţite pe tambur (de exemplu pentru n cuţite pe linie), ecuaţiile devin :

Aceste forme constituie baza curbelor de tăiere F = F(hmax) sau F = F(va); va se calculează uşor pornind de la hmax pe care îl înmulţim cu viteza de rotaţie(tăiere) şi cu numărul de cuţite pe linie. În fig.4.18 curbele minime şi maxime sunt reprezentate prin linii punctate. Curbele pentru forţele de tăiere şi pentru forţele verticale au forme similare (reacţiunea laterală este puţin diferită şi poate fi dedusă din ecuaţiile detaliate de mai sus, unde RL este o funcţie de Λ, şi Λ o funcţie de hcr/hmax).

Având curbelede tăiere se poate stabili comportarea maşinii în diferite momente dacă se cunosc : forţa de tăiere şi momentul. După cum se observă din fig.4.18, se citesc de pe curbe două valori ale lui hmax (sau va), câte una pentru fiecare caracteristică a maşinii.

Dacă maşina avansează la o viteză care provoacă vibraţii mici, curbele pot fi aproximate prin curbe minime liniare astfel încât se facilitează determinarea efectelor parametrilor constructivi cum ar fi : numărul de cuţite, viteza de rotaţie, diametrul tamburului, etc.

4.5. Concluzii In acest capitol sunt prezentate modele avansate ale procesului de dislocare cu

combine de abataj, folosind analiza statistică a înregistrărilor forţelor, momentelor, puterii şi vitezei de deplasare a combinei, iar pe baza lor se elaborează un model de calcul eficient al parametrilor combinelor de abataj, care poate fi folosit în practică pentru simularea funcţionării acestor tipuri de maşini. În prima parte a capitolului sunt deduse, pe baza teoriei variabilelor aleatoare, expresiile valorilor instantanee (realizărilor statistice) ale principalelor mărimi care caracterizează procesul. Apoi sunt determinaţi parametri statistici fundamentali ai acestor mărimi, şi anume media şi dispersia, valori care sunt utile pentru a dimensiona organele executoare şi a evalua performanţele maşinilor de dizlocare. Sunt apoi analizate influenţa neuniformităţii vitezei de deplasare a combinei asupra variaţiei forţelor şi momentelor, scoţându-se în evidenţă caracterul sistemic al acestei influenţe şi rolul fiecărui parametru luat în studiu.

Pe baza acestui model de calcul statistic, este elaborat un model matematic care ţine cont de rezultatele şi constatările făcute, model care poate fi utilizat cu succes la proiectarea organelor de tăiere pentru maşinile de dizlocare. Pentru ilustrarea metodei, este dat şi un exemplu de calcul.

h)/2K(NA = F n maxΓπ h)(NAD/4 = T maxφπ

h)(NA/2 = RV maxΓπ h)(NA/4 = RL maxΛπ

Fig. 4.18. Curbele de tăiere.

46

CAPITOLUL V

CONTRIBUŢII PRIVIND UNELE APLICAŢII ALE MODELĂRII ÎN

PROIECTAREA ECHIPAMENTELOR DE DISLOCARE

5.1.Generalităţi Modelarea şi simularea reprezintă instrumente de analiză deosebit de utile în

cercetarea fenomenelor complexe cum sunt şi cele legate de dizlocarea rocilor. Prin modelare, se pot stabili conexiuni între factorii de influenţă, care nu pot fi sesizate în faza experimentală.

Pentru utilizarea acestei metodologii de cercetare, se poate utiliza schema de principiu din fig. 5.1.

In cele ce urmează, voi prezenta o serie de modele axate pe două direcţii de cercetare, şi anume: studierea mecanismului intim care guvernează interacţiunea la nivelul zonei de contact instrument—rocă , pentru care utilizarea analizei cu element finit este foarte eficientă, precum şi modelarea dinamică a unor procese

SISTEM

DATE- generate- masurate

MODELARETEORETICA

Stabilirea modeluluimatematic general

SIMULARE ?

Simplificarea modelului

Solutieanalitica

Construireaprogramuluide simulare

Simulare pecalculator

MODELAREEXPERIMENTALA

ConcepteTehniciResurse

VerificareValidare

Analiza si interpretare rezultate

MODELFORMAL

Fig.5.1. Schema de principiu a cercetării prin modelare şi simulare a sistemelor complexe

47

5.2. Modelarea interacţiunea instrument-rocă prin metoda elementului finit 5.2.1. Consideraii generale. Metoda elementelor finite este un instrument deosebit de eficient de cercetare

tiinifică i de proiectare, cu aplicaii multiple, un component de bază în proiectarea asistată de calculator (CAD). Are o capacitate mai mare de modelare a fenomenelor fizice studiate, faă de alte metode de calcul numeric.

5.2.2. Modelarea interacţiunii cuţit rocă PPeennttrruu eevvaalluuaarreeaa ccaalliittaattiivvăă aa iinnfflluueennţţeeii ffoorrmmeeii ttăăiişşuulluuii ccuuţţiitteelloorr aassuupprraa iinntteerraaccţţiiuunniiii ddee

ccoonnttaacctt ddiinnttrree aacceessttaa şşii rrooccăă,, ssee ppooaattee uuttiilliizzaa mmeettooddaa eelleemmeennttuulluuii ffiinniitt.. RReezzuullttaatteellee oobbţţiinnuuttee ,, ddee rreegguullăă nnuu ttrreebbuuiieesscc lluuaattee îînn ccoonnssiiddeerraarree ssttrriiccttoo--sseennssoo,, vvaalloorriicc,, eellee ooffeerriinndd ddooaarr oo iimmaaggiinnee ppllaassttiiccăă aassuupprraa ddiissttrriibbuuţţiieeii eeffoorrttuurriilloorr îînn ccoorrppuull ccuuţţiittuulluuii,, ppllăăccuuţţaa ddee aalliiaajj dduurr şşii rrooccăă..

AA ffoosstt mmooddeellaattăă iinntteerraaccţţiiuunneeaa uunnuuii ccuuţţiitt ddee ttiipp ddaallttăă,, iinn pprrooffiill aaxxiiaall,, îînnttrr--uunn mmooddeell bbiiddiimmeennssiioonnaall ccoonnssiiddeerraatt îînn ssttaarreeaa ppllaannăă ddee tteennssiiuunnii,, ccuu uunn eeşşaannttiioonn ddee rrooccăă aavvâânndd ddiimmeennssiiuunniillee 115500 xx 115500 mmmm,, eeşşaannttiioonnuull ffiiiinndd ccoonnssiiddeerraatt îînnccaassttrraatt ppee ttrreeii llaattuurrii şşii lliibbeerr ppee aa ppaattrraa.. CCuuţţiittuull ssee pprreessuuppuunnee îînnccaassttrraatt llaa ccaappăăttuull ccoozziiii,, iimmppuunnâânndduu--ii oo ddeeppllaassaarree ddee 11 mmmm ppee ddiirreeccţţiiaa ttaannggeennttăă şşii 00,,11 mmmm ppee ddiirreeccţţiiaa nnoorrmmaallăă.. AAuu ffoosstt ccoonnssiiddeerraattee ddoouuăă ssiittuuaaţţiiii:: ccuuţţiitt aassccuuţţiitt,, ccuu oo vvaallooaarree aa tteeşşiittuurriiii nneegglliijjaabbiillăă,, şşii uunn ccuuţţiitt uuzzaatt,, ccuu oo vvaallooaarree aa tteeşşiittuurriiii ddee 22 mmmm..

RReezzuullttaatteellee,, ssuubb ffoorrmmăă ggrraaffiiccăă ssuunntt pprreezzeennttaattee îînn ffiigguurriillee55..22--55..99..

Fig. 5.2. Epura tensiunilor principale σ1 Fig. 5.3. Epura tensiunilor principale σ1 pentru cuţitul uzat pentru cuţitul uzat (detaliu)

Fig. 5.4. Epura tensiunilor principale σ2 Fig. 5.5. Epura tensiunilor principale σ2 pentru cuţitul uzat pentru cuţitul uzat (detaliu)

48

Fig. 5.6. Epura tensiunilor principale σ1 Fig. 5.7. Epura tensiunilor principale σ1

pentru cuţitul ascuţit pentru cuţitul ascuţit (detaliu)

Fig. 5.8. Epura tensiunilor principale σ2 Fig. 5.9. Epura tensiunilor principale σ2

pentru cuţitul ascuţit pentru cuţitul ascuţit (detaliu)

SSee oobbsseerrvvăă ccăă ddiissttrriibbuuţţiiaa ddee tteennssiiuunnii,, aattââtt îînn ccoorrppuull ccuuţţiittuulluuii şşii îînn ppllăăccuuţţăă,, ccââtt mmaaii aalleess îînn rrooccăă ,, îînn zzoonnaa ddee ccoonnttaacctt,, eessttee mmaaii ffaavvoorraabbiillăă ppeennttrruu ccuuţţiittuull aassccuuţţiitt ddeeccââtt ppeennttrruu cceell uuzzaatt..

SSee oobbsseerrvvăă ddeeaasseemmeenneeaa,, ccăă nnuucclleeuull ddee tteennssiiuunnee ddiinn ffaaţţaa ttăăiişşuulluuii eessttee mmaaii eevviiddeenntt llaa ccuuţţiittuull aassccuuţţiitt,, iiaarr llaa ccuuţţiittuull uuzzaatt ddiissttrriibbuuţţiiaa ddee tteennssiiuunnii îînn ppllăăccuuţţăă eessttee mmaaii nneeuunniiffoorrmmăă,, cceeeeaa ccee eexxpplliiccăă ffeennoommeennuull ccoonnssttaattaatt îînn pprraaccttiiccăă,, ddee ssppaarrggeerree aa ppllăăccuuţţeeii dduuppăă ccee uuzzuurraa eeii aa ddeeppăăşşiitt uunn aannuummiitt nniivveell..

55..33.. MMooddeellaarreeaa ddiinnaammiiccăă aa ssiisstteemmuull eecchhiippaammeenntt--ffrroonntt ddee lluuccrruu

55..33..11.. MMooddeell ddiinnaammiicc ccoommpplleexx aall pprroocceessuulluuii ddee ddiissllooccaarree

PPeennttrruu ssttuuddiiuull iinntteerrddeeppeennddeennţţeeii îînnttrree ppaarraammeettrriiii rreeggiimmuulluuii ddee aaşşcchhiieerree aa ccăărrbbuunniilloorr şşii uuzzuurraa ttăăiişşuulluuii ccuuţţiittuulluuii aamm eellaabboorraatt uunn mmooddeell mmaatteemmaattiicc ccaarree aa ssttaatt llaa bbaazzaa uunnuuii mmooddeell ddiinnaammiicc rreeaalliizzaatt îînn aapplliiccaaţţiiaa SSIIMMUULLIINNKK aa pprrooggrraammuulluuii MMAATTLLAABB.. MMooddeelluull aarree llaa bbaazzăă sscchheemmaa bblloocc ddiinn ffiigg.. 55..1111..

49

ÎÎnn aacceeaassttăă sscchheemmăă bblloocc ss--aauu ffoolloossiitt,, ppeennttrruu ddeetteerrmmiinnaarreeaa mmăărriimmiilloorr ccaarraacctteerriissttiiccee ccaarree ddeessccrriiuu rreeggiimmuull ddee aaşşcchhiieerree,, şşii aannuummee ggrroossiimmeeaa aaşşcchhiieeii,, hh,, ffoorrţţaa ttaannggeennţţiiaallăă ccaarree aaccţţiioonneeaazzăă ppee uunn ccuuţţiitt,, FFtt,, llăăţţiimmeeaa tteeşşiittuurriiii ddee uuzzuurrăă,, ∆∆ ffoorrţţaa ddee aavvaannss ttoottaallăă,, FFaa şşii ppuutteerreeaa nneecceessaarrăă ppeennttrruu aavvaannss,, PP,, bbllooccuurrii ffuunnccţţiioonnaallee ccaarree rreeaalliizzeeaazzăă ddeeppeennddeennţţeellee ffuunnccţţiioonnaallee îînnttrree aacceessttee mmăărriimmii,, ccoonnffoorrmm rreellaaţţiiiilloorr pprreezzeennttaattee îînn ccaappiittoolleellee aanntteerriiooaarree.. MMăărriimmiillee ddee iinnttrraarree,, rreezziisstteennţţaa ssppeecciiffiiccăă llaa ttăăiieerree,, AA,, rreessppeeccttiivv hh,, aauu ffoosstt ggeenneerraattee ccaa nnuummeerree aalleeaattooaarree,, ccuu oo vvaarriiaaţţiiee ssttaattiissttiiccăă îînn jjuurruull vvaalloorriilloorr mmeeddiiii.. BBllooccuurriillee ffuunnccţţiioonnaallee ddee ccaallccuull aallee ppaarraammeettrriilloorr rreeggiimmuulluuii ddee aaşşcchhiieerree şşii aaii uuzzuurriiii ssuunntt ddaattee îînn ffiigguurriillee 55..1100..,, aa,, bb,, cc,, dd,, ee ..

uunnddee:: nn -- ttuurraaţţiiaa ttaammbbuurruulluuii,, îînn rroott//mmiinn;; nncclltt -- nnuummăărruull ddee ccuuţţiittee ppee lliinniiaa ddee ttăăiieerree;; vvaa -- vviitteezzaa ddee aavvaannss,, mm//ss;; FFtt -- ffoorrţţaa ttaannggeennţţiiaallăă ppee ccuuţţiitt,, NN;;

∆∆ -- llăăţţiimmeeaa mmuucchhiieeii tteeşşiittuurriiii ddee uuzzuurrăă,, mmmm;; AA -- rreezziisstteennţţaa ssppeecciiffiiccaa llaa ttăăiieerree,, NN//mm ;;

hh -- ggrroossiimmeeaa aaşşcchhiieeii,, mm ;; FFaa -- FFoorrţţaa ttoottaallăă ddee aavvaannss,, NN;; aa -- aabbrraazziivviittaatteeaa,, mmgg ;; σσ rrcc -- rreezziisstteennţţaa llaa ccoommpprreessiiuunnee uunniiaaxxiiaallăă,, MMPPaa;; LL -- lluunnggiimmeeaa ttăăiieettuurriiii,, mm..

aa)) bb)) cc)) dd)) ee))

FFiigg.. 55..1100.. BBllooccuurriillee ffuunnccţţiioonnaallee ddee ccaallccuull aallee mmăărriimmiilloorr ccaarraacctteerriissttiiccee:: aa)) hmax; b) Fa ; cc)) Ft ; d) P ; e) ∆.

aa σσrrcc LL

FFaa vva

AA hh

FFtt ∆∆

Fa

Ft

∆ P

n

va

ncl

t hmax

50

Fig. 5.11..Schema bloc a modelului realizat în ATLAB

51

ÎÎnn ffiigguurriillee 55..1122 --55..1177 ssuunntt ddaattee rreezzuullttaattee aallee ssiimmuullăărriiii,, rreepprreezzeennttâânndd vvaarriiaaţţiiaa:: FFtt,, FFaa,, PP,, hh,, LL,, ∆∆

FFiigg.. 55..1122.. DDiiaaggrraammaa ffoorrţţeeii ttaannggeennţţiiaallee,, FFtt,, FFiigg.. 55..1133.. DDiiaaggrraammaa ffoorrţţeeii ttoottaallee ddee

rreezzuullttaattăă ddiinn mmooddeell,, ppeennttrruu ddoouuăă aavvaannss,, FFaa,, rreezzuullttaattăă ddiinn mmooddeell,, rroottaaţţiiii aallee ttaammbbuurruulluuii.. ppeennttrruu ddoouuăă rroottaaţţiiii aallee ttaammbbuurruulluuii..

FFiigg.. 55..1144.. DDiiaaggrraammaa ddee vvaarriiaaţţiiee aa ggrroossiimmiiii FFiigg.. 55..1155.. DDiiaaggrraammaa ddee vvaarriiaaţţiiee aa ppuutteerriiii aaşşcchhiieeii,, hh ppeennttrruu ddoouuăă rroottaaţţiiii aallee ttaammbbuurruulluuii ddee aavvaannss,, PP ppeennttrruu ddoouuăă rroottaaţţiiii aallee

ttaammbbuurruulluuii

FFiigg.. 55..1166.. DDiiaaggrraammaa ssppaaţţiiuulluuii ppaarrccuurrss,, LL FFiigg..55..1177.. DDiiaaggrraammaa vvaarriiaaţţiieeii iinn ttiimmpp

aa llăăţţiimmiiii mmuucchhiieeii tteeşşiittuurriiii ddee uuzzuurrăă,, ∆∆

52

55..44.. MMooddeell ddiinnaammiicc ppeennttrruu ssiimmuullaarreeaa pprroocceessuulluuii ddee ddiissllooccaarree pprriimm iimmppaacctt Analiza amănunţită a procesului de dislocare a rocilor prin impact, conduce la ideea

că indiferent de tipul energiei folosite, un impactor este un sistem se compune din : subsistemul de generare a forţei pulsatorii (1), sistemul rezonator (2), instrumentul de transfer al energiei (3), tăişul (4) şi roca (5).

Acest sistem poate fi reprezentat conform schemei bloc din figura 5.18.

Fig.5.18. Schema bloc a sistemului impactor-rocă

Între diferitele subsisteme ale sistemului impactor-rocă există interacţiuni directe şi

inverse, parametri definitorii fiind puternic interdependenţi. In funcţie de tipul impactorului, unele subsisteme sunt materializate fizic în componente comune.

Sistemul rezonator, sistemul de transfer şi roca sunt în cea mai mare interdependenţă, de aceea se poate considera un model simplificat, format din aceste trei subsisteme, care au ca intrare o forţă de excitaţie sinusoidală, dată de :

F(t) = F0 + F1 sin (ω t + φ) (5.1) Sistemul rezonator, în cazul general este un sistem format dintr-o inerţie M, un resort

K şi un amortizor R, legate în serie, pentru care ecuaţia diferenţială a mişcării este: (5.2)

Interacţiunea percutor tijă este neliniară şi complexă, derulându-se în trei faze: faza mişcării libere a percutorului şi faza contactului percutor-tijă şi faza contactului tăiş-rocă.

In ceea ce priveşte interacţiunea tăiş – rocă, aceasta din urmă este considerată ca un element vâscoelastic, cu o inerţie, o elasticitate şi un amortizor vâscos, ai cărui parametrii depind de starea contactului subsistemelor.

Hotărâtoare pentru funcţionarea sistemului în regim stabilizat este raportul dintre distanţa în echilibru x1 de la extremitatea pistonului la extremitatea tijei şi amplitudinea oscilaţiilor libere ale sistemului rezonator.

5.4.1. Model matematic al sistemului impactor - rocă Modelul elaborat se bazează pe schema de principiu din fig. 5.19. Fig. 5.19. Modelul de calcul al sistemului impactor –rocă

1

2

3

5

4

E Energie de act.

M2txd

d

2⋅ R

txd

d⋅+ K x⋅+ F t( ):=

X1

F(t)

M

K M’

R

R’

K’

53

Pe baza acestui model de calcul s-a elaborat un model matematic, pe baza căruia s-a realizat o aplicaţie informatică în MATHCAD, cu ajutorul căruia se pot simula diferitele regimuri de funcţionare ale sistemului percutor-rocă . In continuare, modelul introduce influenţa apariţiei percuţiilor şi a interacţiunii cu masivul. In figura 5.20, a) sunt date rezultatele simulării, pentru un set de parametri.( M=10 kg, frecvenţa de 10 Hz şi energia loviturii de 2J, corespunzător unei forţe de impact echivalente de 3,79 kN).

Se observă funcţionarea în regim stabilizat a impactorului, variaţia forţelor de penetrare şi de frecare ale sculei cu masivul, viteza şi deplasarea pistonului. Percutorul este modelat

În figura 5.20. b) sunt prezentate rezultatele simulării pentru un impactor cu frecvenţa de 50 Hz, masa M=5 kg, şi energia de lovire de 1,4 J.

a)

b)

Fig. 5.20.

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.350.04

0.02

0

0.02

0.04

0.06

0.080.063

0.025−

xi

x'i25

0

xl

250δ

M M 1Φ xi xl−( )⋅+⋅

R 1x'i⋅ Φ xi xl−( )⋅ Φ x'i( )⋅

1000

K 1 xi xl−( )⋅ Φ xi xl−( ) Φ x'i( )⋅( )⋅

1000

.40 iδ⋅

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.070.02

0.01

0

0.01

0.02

0.030.021

0.017−

xi

x'i50

0

xl

200δ

M M 1Φ xi xl−( )⋅+⋅

R 1x'i⋅ Φ xi xl−( )⋅ Φ x'i( )⋅

1000

K 1 xi xl−( )⋅ Φ xi xl−( ) Φ x'i( )⋅( )⋅

1000

.080 iδ⋅

54

In figura 5.21 este prezentată variaţia forţei de impact în timp iar în fig. 5.22. , caracteristica de interacţiune forţă –penetrare pentru cele două situaţii alese.

Fig.5.21.

Fig.5.22.

5.5. Concluzii In acest capitol am prezentat câteva realizări personale, originale, privind modelarea

unor procese de interacţiune instrument+organ de lucru –rocă specifice maşinilor de dizlocare. Acestea se bazează fie metoda elementului finit, modele care permit ilustrarea calitativă a fenomenologiei dislocării rocii în cadrul utilizării instrumentelor aşchietoare, cum ar fi sfredelele pentru perforarea rotativă, cuţitele de combină, sape de foraj şi rolele pentru combinele de înaintare cu atac integral, fie sunt modele de interacţiune dinamice, pentru simularea procesului de dislocare a rocilor cu cuţite aşchietoare, modele care ţin cont de variaţia aleatoare a caracteristicilor fizico-mecanice ale rocilor şi de modificarea în timp a caracteristicilor geometrice prin uzare ale instrumentului de lucru. Un alt model elaborat se referă la interacţiunea instrument de dislocare-rocă pentru cazul dislocării prin percuţii, model care ia în considerare caracterul neliniar al comportamentului rocii în procesul de dislocare prin percuţii.

0.1 0.2 0.3 0.4 0.50

0.02

0.04

0.06

0.080.063

0

R 1x'i⋅ Φ xi xl−( )⋅ Φ x'i( )⋅

1000

K 1 xi xl−( )⋅ Φ xi xl−( ) Φ x'i( )⋅( )⋅

1000+

0.50.018 δ i⋅

0.02 0.04 0.06 0.08 0.10

0.005

0.01

0.015

0.020.018

0

R 1x'i⋅ Φ xi xl−( )⋅ Φ x'i( )⋅

1000

K 1 xi xl−( )⋅ Φ xi xl−( ) Φ x'i( )⋅( )⋅

1000+

0.10.018 δ i⋅

0.02 0.025 0.030

0.02

0.04

0.06

0.080.063

0

R 1x'i⋅ Φ xi xl−( )⋅ Φ x'i( )⋅

1000

K 1 xi xl−( )⋅ Φ xi xl−( ) Φ x'i( )⋅( )⋅

1000+

0.0290.018 xi

0.0010.0110

0.005

0.01

0.015

0.020.018

0

R 1x'i⋅ Φ xi xl−( )⋅ Φ x'i( )⋅

1000

K 1 xi xl−( )⋅ Φ xi xl−( ) Φ x'i( )⋅( )⋅

1000+

0.0010.018 xi

55

CONCLUZII FINALE ŞI CONTRIBUŢII ORIGINALE

Dizlocarea rocilor reprezintă procesul hotărâtor în toate activităţile de extragere a resurselor minerale, atât in faza de extragere cât şi în cele de săpare mecanizată a lucrărilor miniere, foraj până la cele de prelucrare, de exemplu în cazul rocilor ornamentale. Dizlocarea, ca proces fizic de interacţiune între un instrument amplasat pe un organ de lucru , este utilizat şi în alte industrii, in care se pune problema prelucrării, tăierii şi perforării rocilor şi altor materiale similare acestora, ca industria de construcţii şi materiale de construcţie, lucrări terasiere, ş.a. Metodele de studiu ale procesului de dizlocare au evoluat în timp, in corelaţie cu nivelul tehnologic al utilajelor de dizlocare, cu nivelul cunoştinţelor acumulate şi cu stadiul de evoluţie al metodelor, aparaturii şi mijloacelor de investigaţie teoretică şi experimentală, de la simple calcule bazate pe relaţii empirice deduse din raţionamente euristice sau determinări experimentale, la cele mai sofisticate modele matematico-informatice. Dacă studiul procesului de dizlocare a rocilor prin explozivi a avut o evoluţie spectaculoasă , datorită şi aplicaţiilor militare şi finanţării companiilor producătoare de explozivi, procesul de dizlocare prin alte metode decât prin explozivi, şi anume cele prin dizlocare mecanică şi procedee neconvenţionale, datorită complexităţii fenomenelor care intervin şi diversităţii mijloacelor tehnice utilizate, a evoluat, sub raportul cercetărilor teoretice şi a rezultatelor experimentale, mai puţin spectaculos, cu anumite rezultate punctuale în anumite perioade. Problematica studiului prin metode teoretice, modelare matematică , statistice, de laborator, la scară reală este încă foarte actuală, datorită faptului că faza de dizlocare este cea mai energointensivă fază a procesului de extragere a rocilor, orice reducere a consumului specific de energie , luând în considerare volumele crescânde de lucrări de săpare, abataj, foraj, perforare, prelucrare, care utilizează procedeul de dizlocare mecanică , conduce la economii de energie impresionante. Pe de altă parte, procedeele neconvenţionale, cu consum specific mai redus de energie nu au confirmat încă aşteptările, şi nu reprezintă încă un concurent serios decât în aplicaţii speciale. Deşi nu există încă o teorie generală, atotcuprinzătoare a procesului de dizlocare, cercetările de până acum au avut ca rezultat elaborarea unor metodologii de cercetare , bazate atât pe analize teoretice, folosind metode deterministe, cât şi statistice, precum şi pe cercetări experimentale, pe standuri, la scară redusă sau la scară naturală, care furnizează modele empirice valabile în anumite condiţii date. De aceea, în lucrarea de faţă mi-am propus o trecere în revistă a acestor realizări, şi pe această bază să elaborez o metodologie de cercetare prin modelare matematică a procesului de dizlocare, folosind în special modelele dinamice, care permit simularea , şi obţinerea , pe această bază de rezultate atât cantitative cât şi calitative. Lucrarea este structurată în 5 capitole şi concluzii In primul capitol am prezentat, pe scurt, din punct de vedere structural, dar mai ales funcţional, principalele maşini miniere de dizlocare, după care am prezentat principalele metode şi aparate de cercetare a procesului de dizlocare.

56

In capitolul al doilea, am realizat o analiză a detaliată , din punct de vedere al fenomenelor de interacţiune, procedeele de dizlocare mecanice şi cele neconvenţionale. In acest mod, am identificat principalii parametrii ai procesului de interacţiune, fenomenele specifice şi am prefigurat aspectele conceptuale ale modelării. In capitolul următor, am analizat principalele fenomene de interacţiune specifice dislocării, la diferite nivele sistemice, acela al instrumentului, al organului executor şi al maşinii de dizlocare. In capitolul al patrulea, , am prezentat, pornind de la caracterul aleator al caracteristicilor care intervin în procesul de interacţiune instrument-rocă, am realizat un model analitic, bazat pe caracterul de variabile aleatoare al principalelor caracteristici şi parametri ai rocilor, utilizând statistica matematică. Pe această bază, tot în acest capitol, am prezentat un model analitic, deosebit de util în proiectarea organelor executoare ale maşinilor de dizlocare. In capitolul 5, am prezentat unele din modelele realizate , şi anume, un model de interacţiune instrument –rocă, bazat pe metoda elementului finit, care permite ilustrarea calitativă a fenomenului de desprindere a rocii în cazul instrumentelor aşchietoare, cum sunt sfredelele pentru perforarea rotativă, cuţitele de combină, sapele de foraj şi rolele care echipează combinele de înaintare cu atac integral. O altă categorie de modele, pe care le-am realizat sunt modelele dinamice de interacţiune, cum sunt cele care descriu procesul de interacţiune între cuţitul de combină şi rocă, ţinând cont de variaţia aleatoare a caracteristicilor fizico-mecanice ale rocilor şi modificarea in timp a caracteristicilor geometrice ale instrumentului prin uzare. Având în vedere că evoluţia tehnologiei a condus la reconsiderarea instrumentelor de dizlocare prin impact, am elaborat şi un model de simulare a interacţiunii impactor-rocă, în care se ţine seama de caracterul neliniar al comportamentului rocii sub acţiunea instrumentului. Pe baza acestor modele, prin simulare, se pot obţine informaţii utile privind procesul de dizlocare, utilizarea lor fiind un instrument deosebit de util în proiectarea instrumentelor şi a organelor de lucru al maşinilor de dizlocare. In încheiere aş dori să sintetizez principalele contribuţii originale aduse în teza prezentată, şi anume: În urma unei analize riguroase şi a parcurgerii unui variat şi bogat material

bibliografic, se realizează sistematizarea noţiunilor fundamentale privind maşinile miniere de dizlocare, procesul complex de dizlocare a rocilor cu diferite procedee şi diferite tipuri de instrumente precum şi a metodelor şi aparatelor de cercetare a proceselor de dizlocare a rocilor.

Pornind de la lucrări similare din literatura de specialitate, am conceput şi realizat diferite modele matematice şi informatice ale procesului de dizlocare a rocilor, la diferite nivele de interacţiune.

Am realizat un model al procesului de interacţiune instrument-rocă bazat pe metoda elementului finit, model care permite ilustrarea calitativă a fenomenologiei dislocării rocii în cadrul utilizării instrumentelor aşchietoare, cum ar fi sfredelele pentru perforarea rotativă, cuţitele de combină, sape de foraj şi rolele pentru combinele de înaintare cu atac integral.

57

Am elaborat unele modele de interacţiune dinamice, pentru simularea procesului de dizlocare a rocilor cu cuţite aşchietoare, modele care ţin cont de variaţia aleatoare a caracteristicilor fizico-mecanice ale rocilor şi de modificarea în timp a caracteristicilor geometrice prin uzare ale instrumentului de lucru.

Un alt model elaborat de autor se referă la interacţiunea instrument de dizlocare-rocă pentru cazul dislocării prin percuţii, model care ia în considerare caracterul neliniar al comportamentului rocii în procesul de dizlocare prin percuţii.

Pe baza modelelor elaborate, autorul realizează simularea unor procese concrete de dizlocare, pe bazacărora stabileşte principalii parametri ai fenomenelor de interacţiune specifice procesului de dizlocare, pe care îi compară cu cei obţinuţi prin cercetări experimentale şi calcule teoretice.

Pornind de la caracterul aleator al caracteristicilor care intervin în procesul de interacţiune instrument-rocă, am realizat un model analitic, bazat pe caracterul de variabile aleatoare al principalelor caracteristici şi parametri ai rocilor, utilizând statistica matematică.

Modelele analitice realizate, pe lângă faptul că reprezintă o importantă contribuţie originală, constituie un instrument teoretic şi practic pentru soluţionarea multor probleme inginereşti legate de interacţiunea dintre maşinile (instrumentele) de dizlocare şi masivul de roci utile sau sterile.

58

BIBLIOGRAFIE

A 1. Achanti, V.B., Khair, A.W. - Bit geometry effects on failure characteristic of rock, Mining Engineering, 2000 2. Achim, M. - Studii şi cercetări tehnologice privind valorificarea dislocării hidromecanice a cărbunilor şi rocilor, Teză de doctorat, Petroşani, 1995 3. Andrei, T. - Îmbunătăţirea construcţiei utilajelor de tăiere-încărcare din abatajele minelor de cărbuni. Teză de doctorat, Petroani, 1992 B 1. Balek, M. - Cercetarea pericolului aprinderii amestecurilor de metan şi aer prin scânteile apărute prin frecarea şi lovirea materialelor în mine. VVUU Ostrava Radvanice 122/1974 2. Baron, T. - Calitate şi fiabilitate. Manual practic, vol. I, II, Editura Tehnică, Bucureşti, 1988 3. Beca, E. - Posibilităţi de îmbunătăţire a performanţelor dinţilor pentru utilaje de excavat-încărcat, Referat de doctorat nr. 3, Petroşani, 2001 4. Boiko, N.G. e.a. - Ispolnitelnie organi ocistnih combainov dlia tonkih pologih plastov, Donnecina, Donestsk, 1996. 5. Brooker, C.M. - Theoretical and Practical Aspects of Cutting and Shearea Drums. Collierz Guardian Coal International 1/1979. 6. Bolunduţ, L. - Tehnologia materialelor şi maşini unelte. Litografia I.M.P C 1. Chambon, C. - Statistique et géostatistique minière, Nancy, Cours CESTEMIN, 1996 D 1. Darabont,Al. ş.a. - Mecanica tehnică.Culegere de probleme. Editura Scrisul Românesc,Craiova,1983 2. Deliac, E. - Exemples practiques d'études d'abattage mécanique, Fascicule 8, Ecole Nationale Superiore des mines de Paris, 1986 3. Deliac, E. - L’abattage mecanique. Abattage mecanuque par pic: Etude de la rupture des roches et caracterisation de leur havabilite. Fascicule 2. Ecole nationale Superieure des mines de Paris, Fontainebleau, novembre, 1986 4. Deliac, E. - Modélisation de la coupe par une tête d'abattage, Fascicule 5, Ecole Nationale Superiore des Mines de Paris, 1986 5. Demoulin, J. - L’abattage mecanique.Choix des materiales et techniques d’exploitationdans les longues tailles des H.B.L. Ecole Nationale Superiore des Mines de Paris, 1986 6. Dinescu, S. - Metodă şi aparatură de cercetare a procesului de dislocare a rocilor, Referat de doctorat nr. 2, Petroşani, 1996 7. Dinescu, S. - Modelarea procesului de dislocare a cărbunelui cu tamburi melcaţi în scopul stabilirii parametrilor constructivi şi funcţionali ai combinelor de abataj, Teză de doctorat, Petroşani, 2000 8. Dinescu, S., Stănilă, S. - Abordarea statistică a procesului de achiere a rocilor. Lucrările tiinţifice ale Simpozionului internaţional AUniversitaria ROPET 2000". Petroani, 2000.

59

9. Dbreczeni, E., Deak, E., Ladanyi G., Sumegi, I. – Examination of winning processes and development of cutting elements of novel type. Mine Mechanization and Automation, Almegren, Kumar & Vagenas, 1993 Balkema, Rotterdam. 10. Deliac, E. – L′abattage mecanique. Introduction generale a l′abattage mecanique.

Fascicule 1. Ecole Nationale Superieure des Mines de Paris, Fontainebleau, novembre, 1986.

11. Deliac, E., Sellami, H., Fairhust, C. - L′abattage mecanique. Adaptation des outils d′abattage aux roches dures. Fascicule 4. . Ecole Nationale Superieure des Mines de Paris, Fontainebleau, octobre, 1988. 12. Deliac, E. – Theoretical and Practical Rules for Mechanical Rock Excavation. Comprehensive rock engineering , vol. 4, Pergamon Press, Oxford, 1993. F 1. Fairhurst, C.E. - Contribuţii la îmbunătăţirea tăierii mecanice a rocilor abrazive. Cuţite vibrante. Teză de doctorat, 1997 2. Florea, A. - Fiabilitate, Litografia I.M.P., 1988 3. Florea, A., Czibula, R. - Tehnologia fabricării şi reparării utilajului minier, Litografia I.M.P., 1986 4. Florea, C. - Studiul comportării cuţitelor combinelor de înaintare pentru condiţiile din Valea Jiului, Teză de doctorat, Petroşani, 1977 5. Fowell, R.J. - The mechanics of rock cutting. Compresive rock engineering, Vol. IV, Excavation, support and monitoring, 1993 G 1. Gehring, K. - Űber die Schämbarkeit von Gesteinen, Vöest - Alpine AG, Werk Yeltweg, Vortrag in ostrava, Symposium Ian. 1974 2. Getopanov, V.N., Racek, V.M. - Proektirovanie i uadejnocti sredsto kompleksnoi mehanizaţii. Nedra, Moscova, 1986. 3. Goktan, R.M. – Production of Drag Bit Cutting Force in Hard Rocks. Osmangazi University Eskişehir, Turkey, 1992. 4.Gruneanţu, I. Contribuţii la perfecţionarea tehnologiei de extragere a cărbunilor din abatajele cu front scurt din str.3 Valea jiului. Teză de doctorat, U.T. Petroşani, 1992. 5. Gruneanţu, I. –Utilaj eş i tehnologii pentru abatajele cu front scurt, Ed. Universitas, 2002 H 1. Hirean, M., Kovacs, I. - Maşini miniere, Litografia I.M.P., 1989 2. Hood, M. – The Use of Water Jets for Rock Excavation. Comprehensive rok engineering,

vol. 4, Pergamon Press, Oxford, 1993. 3. Horin, V. N., Verklov, B.A., Ircliesvski, V.D. – Opredelenie proizvoditelnosti viemocinih maşin. Nedra, Moscova, 1977. 4. Horst, H.D. – Optimierung von Schneidwalzen fur Gewinnungsmachinen. Conferinţa de la Miskolc, 1985. I 1. Ilia, N., Radu, S., Dinescu, S., Costina, S., Stănilă, S. - Noi elemente privind corelarea constructiv - funcţională a utilajelor din cadrul complexelor mecanizate utilizate în minele de cărbuni din Valea Jiului. Simpozionul tiinţific cu tema ACercetări i rezultate în tiinţă i tehnică@. Petroani, 25 - 26.10.1996.

60

2. Ilia, N., Radu, S., Teşeleanu G., Stănilă, S. - Technologies of rock extractoin based on the use of high pressure water jet, microCad, Harkov, Ukraina, 2002 3. Ilia, N., Andraş,I., Radu, S., Dinescu, S., - Soluţii pentru echiparea unui organ de tăiere la combinele de abataj cu discuri şi cuţite. Simpozionul ştiinţific cu tema ACercetări i rezultate în tiinţă i tehnică@. Petroani, 25 - 26.10.1996. 4. Ilia, N., Magyari, A., Radu, S., Achim, M., Radu, O. - Avantajele tăierii hidraulice şi hidromecanice în raport cu tăierea mecanică a rocilor.Lucrările Simpozionului Internaţional al Catedrelor de Maşini Miniere din U.T.Petroşani şi Universitatea din Mişkolc, 1991 5. Ilia, N., Magyari, A., Radu, S., Achim, M., Radu, O. - Contribution to the realization of cutters for hidromechanical roadheaders and longwall shearers.Proceeding of the 4 th International Symposium on Mine Planing Equipment Selection, Calgary, Canada 1995 6. Iliaş, N., Florea, C. şi alţii. - Studii şi cercetări privind realizarea unor scule de tăiere performante pentru industria minieră. Contract nr. 8, 1992 7. Iliaş, N., Florea, C. şi alţii. - Tendinţe actuale în construcţia sculelor miniere. Lucrări ştiinţifice ale I.M.P., Vol. XXIV, Fascicula 1, 1992 8. Iliaş, N., Kovacs, I., Gruneanţu, I. - Maşini miniere, vol.I, Curs, Litografia I.M.P., 1989 9. Iliaş, N., Marian, I. - Contribuţii la studiul comportării la tăiere a cărbunilor. Simpozion I.M.P., 1970 10.Iliaş, N., Zamfir, V. şi alţii. - Maşini miniere - Exemple de calcul, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1993 11. Iliaş, N., Radu, S., Teseleanu, G., Stănilă, S.- Tehnologhii dobîcii gornoi porodî, osnovannîe na ispolzovanii vodianoi strui vîsocogo davlenia – Micro CAD 2002, Harkov 12. Iliaş, N., Radu, S., Teseleanu, G. – Netraditionnîe tehnologhii dlia razrusenia massiva gornîh porod – INTERPARTNER, 2003, Alushta, Crimeea. 13. Iliaş, N., Gruneanţu, I., Radu, S., Dinescu, S. - Studiul corelării principalilor factori care influenţează capacitatea de producţie a abatajelor complex mecanizate din bazinul Motru. Simpozion aniversar „45 de ani de învăţământ superior minier”. Petroşani, 5-6.11.1993. K 1. Kalukiewicz, A. - Górnicze zastosowania wysokocisnieniowych strumieni wodnych - teoria, badania I aplikacje przemyslowe, Rozprawvy, Monografie nr. 60 AGH Krakóv,1997 2. Kadiu, M. – Organization of Knowledge base in Automatic Desing of Drum Cut Machines. Ecole Nationale Superieure des Mines de Paris, Fontainebleau, France, 1992. 3. Krasnoşapca, V.A., Berejnoi, I.Î. – Issledovanie dinamiceskih modelei privodov i proektirovanîe gornîh maşîn. Editura Academiei de Ştiinţe a Ucrainei, 1983. 4. Krapivin, M.G. – Gornâe instrumentâ, Moskva, Nedra, 1979. 5. Kalukiewicz, A., Ajoy, K - Use of high pressure water jets for dust suppression in mining industry, Mines Metals & Fuels, Vol. XLVII, 1999 6. Khair, A.W. - Bit interaction during rock cutting, Department of Mining Engineering, West Virginia, 1998 7. Klich, A., Kalukiewicz, A. - Niekonwencjonalne techniki urabiania skal, Slask Sp. Zo.o. Katowice, 1998 8. Koronka, F. - Contribuţii la mecanizarea tăierii cu combine în abatajele cu front lung la minele de cărbuni, Teză de doctorat, Petroşani, 1983 9. Koronka, F. - Exploatarea, întreţinerea i repararea combinelor miniere de abataj. Editura Tehnică, Bucureti 1990.

61

10. Kovacs, I. - Studiul regimului de lucru al combinelor de abataj. Teză de doctorat. Institutul de mine Petroani,1980.

11. Kovacs, I., Iliaş, N., Nan M. - Regimul de lucru al combinelor miniere, Ed. Universitas, Petroşani, 2000

12. Kundel, H. - Kohlengewinnung. Gluckauf betriebsbucher, Essen, 1983. L 1. Lacherie, M. - Lutte contre des risques d'imflammation frictionnelle du grisou par les pics de haveuse, Publications techniques des charbonnages de France, nr. 4, 1986 5. Levankovskii, I.A. - Rascet iznosostoikosti poronotnîh rezţov pri rabote prohodceskih kombainov, în Razruşenie gornîh porod i kompoziţionnîh materialov porozotuîmi rezţami, Moskva, Uzd. Akademii Gornîh Nan K, 1998, p. 110 - 127 6. Levankovskii, I.A., Glatman, L.B. - Analiz i oţenka bliannia osnovnîh factorov i uslovii na iznov povorotnîh rezţov pri rabote prohodceskeh kombainiv, în Razruşenie gornîh porod i kompoziţionnîh materialov porozotuîmi rezţami, Moskva, Uzd. Akademii Gornîh Nan K, 1998, p. 110 - 127 7. Lobejko, A. - Cercetări asupra posibilităţii şi mecanismului formării scânteilor de aprindere a metanului la un contact percutant al aliajului uşor cu oţelul oxidat, Komunikat Nr. 648 Katovice Glownz Institut Gornictwa. M 1. Maleev, T.V., Gulias, V.G., Boiko, N.G. - Proektirovanie i konstruirovanie gornîh main i komplecsov. Nedra, Moscova, 1988. 2. Marian, I. - Mecanizarea în minerit. Editura tehnică, Bucureti, 1969. 3. Marian, I., Iliaş, N. - Determinarea proprietăţilor fizico-mecanice ale cărbunilor din Valea Jiului în vederea mecanizării tăierii lor. Revista minelor nr.12, 1964 4. Mulkherjee, S.N. - Universal shearer drum - a novel concept, Indian School of Mines Dhanbad, India, 1993 N 1. Nan, M.S. - Studiul organelor de tăiere ale combinelor de înaintare cu atac parţial în vederea creşterii performanţelor acestuia la săparea galeriilor în cărbuni, Teză de doctorat, Petroşani, 1993 2. Neacşu, M. - Cercetări privind determinarea caracteristicilor plăcuţelor aşchietoare din carburi metalice acoperite cu straturi dure, Teză de doctorat, Ploieşti, 1999 O 1. Opolski, T. - Urabianie mechaniczene i fizykalne skal, Wydawnictwo Slask, Katowicw, 1982 P 2. Popa, A., Covaci, Ş. şi alţii - Manualul inginerului de mine, vol. IV, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1988 3. Protasov, I.I. - Razruşenie gornîh porod, Editura Universitatea de stat de mine, Moscova, 1995 4. Protasov, I.I. - Teoreticeskie ocorî mehanisceskogo rayruşenia gornîh porod, Nedra, Moscova, 1985. 5. Pozin, E. Z., Melamed, V.Z., Toi, V.V. – Razruşenie uglei vemocinimi maşinami. Nedra, Moscova, 1984. R

62

1. Radu, S., M. – Tehnologii si utilaje pentru taierea hidraulica si hidromecanica a rocilor. Editura Universitas, Petrosani, 2002.

2. Raseev D., Ulmanu V., Georgescu Gh. Construcţia şi exploatarea garniturii de foraj. Editura Tehnică, Bucureşti, 1986.

3. Robert, J.F. - The mechanics of rock cutting, Mine Mechanization and Automation, Vol. IV, Balkema, Rotherdam, 1983 4. Roman, Gh, Contributii privind perfectionarea impactorilor pentru dislocarea rocilor, Teza de doctorat, Universitatea din Petrosani, 2000 5. Rudeanu, M., Radu, S., Teseleanu, G. – Vlianie tiajeloi promîslennosti na ocrujliusciuiu sredu, zdarovie, obscestvenuiu jizni v monopromslenîh reghionah – INTERPARTNER, 2003, Alushta, Crimeea S 1. Sellami, H. - Studiul cuţitelor uzate. Aplicaţii la combinele de abataj. Teză de doctorat, 1987 2. Shiv, K., Bhuvanapalli - Comparative assement of bit geometry and cutting parameters, Morganotown, West Virginia, 2000 3. Stănilă, S. - Application de la statistique dans l'evaluation de la durabilite des pics de haveuse, Nancy, 1999 4. Stănilă, S. - Căi şi rezultate obţinute în direcţia creşterii calităţii şi performanţelor sculelor miniere de tăiere şi dislocare, Referat de doctorat nr.3, Petroşani, 1996 5. Stănilă, S. - Metode şi aparatură pentru cercetarea calităţii şi performanţele sculelor miniere de tăiere şi dislocare, Referat de doctorat nr.2, Petroşani, 1996 6. Stănilă, S. - Stadiul actual al construcţiei, calităţii şi performanţelor sculelor miniere de tăiere şi dislocare, Referat de doctorat nr.1, Petroşani, 1995 7. Stănilă, S., Dinescu, S. - Metodologii de studiu a uzării cuţitelor de combină.Lucrările tiinţifice ale Simpozionului internaţional AUniversitaria ROPET 2000". Petroani, 2000. 8. Stănilă, S., Teseleanu, G. – Stadiul actual al cercetărilor privind durabilitatea cuţitelor de combină – “Universitaria ROPET 2001”, Petroşani, 1999 9. Stănilă, S. – Contibuţii la îmbunătăţirea calităţii şi performanţelor cuţitelor combinelor de abataj , Teză de doctorat , Petroşani, 2002 10. Sellami, H. - Prospective application of pick cutting machines in agresiv rocks: Feasibility of activated cutting tools, Mine Mechanization and Automatization, Almgren, Kumar & Vagenas (eds., 1993 Balkema, Rotterdam. 11. Sato, K., Gong, F., Itakura, K. – Measurement of tool force and twist exerted on TBM disc cutters. Mine Mechanization and Automatization, Almgren, Kumar & Vagenas (eds., 1993 Balkema, Rotterdam. T 1. Takacs, F. - Contribuţii la studiul uzării sculelor miniere folosite la perforare, Teză de doctorat, Petroşani, 1999 2. Teseleanu, G.,- Stadiul actual al dezvoltării maşinilor miniere de dizlocareşi perspective, Referat de doctorat nr.1, 1999 3. Teseleanu, G.,- Studiul fenomenelor de dizlocare a rocilor cu instrumente clasice şi neconvenţionnale , Referat de doctorat nr.2, 2000 4. Teseleanu, G.,- Rezultate ala cercetărilor pentru modelarea fenomenelor de interacţiune specifice maşinilor miniere, Referat de doctorat nr.3, 2000 5. Todorescu, A. - Proprietăţile rocilor. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1984

63

6. Toussaint, G. - Introduction a la méthode des élémnets finis, Nancy, Cours CESTEMIN, 1996 U

1. Ulmanu, V. Material tubular petrolier. Editura Tehnică, Bucureşti, 1992 2. Ulmanu V. ş.a. Cercetări privind construcţia, fabricaţia şi exploatarea prăjinilor de foraj din aliaje de aluminiu. Părţile I, II şi III în Mine, petrol şi gaze. nr. 5, 6 şi 7, 1989.

V 1. Vašek, J. - Mathematical model of the system for cutting of very hard and abrasive rocks bz means of disc cutters performing their movement along plane trajectories.Grant Agencz of the Czech Republic, 1996 W 1. Wolter, N. - Theoretische und experimentale Untersuchungen zur Staubenentwicklung am Walzenlader unter Anwendung von Hochdruckwasser, Ph.D.Thesis, Politechnika Berlin, 1992 Z 2. Zamfir, V., Iliaş, N., Andraş, I. - Susţineri mecanizate miniere, Ed. Tehnică, Bucureşti 1994 3. Zhigiang, G., Hood, M. - Tool temperatures during disc cutting, The University of Queensland, Australia, 1994 XXX 4. x x x - Kennametal hardfacing products, Pliante tehnice, 1988 5. x x x - Pericolul de aprindere al amestecului exploziv de metan - aer şi praf de cărbune, de către scânteile de lovire şi frecare metal pe metal şi metal pe rocă, Contract de cercetare, S.C.S.M. Petroşani, 1971 6. x x x - Studiul posibilităţilor de aprindere a mediilor explozive datorită scânteilor ce se produc prin frecarea şi lovirea rocilor şi metalelor, Contract de cercetare, S.C.S.M. Petroşani, 1971 7. x x x - Composite polycristaline diamond, Brevet publie sous le numero 0169081 A2, depose per Mega diamant et Megadiamond Industrie Inc. 8. x x x - Manualul inginerului de mine, vol.IV. Ed. Tehnică, Bucureşti 1988 9. x x x - Manualul inginerului de mine, vol.V. Ed. Tehnică, Bucureşti 1989 10. x x x - Prospecte ale firmelor Anderson, Eicckhoff 11. x x x - Sandvik Rock Tools - Cutting Systems for Hard Rock Conditions, Pliante tehnice, 1999 12. x x x - Scratch testing as a Tool for Formation strengh determination, SINTEF Petroleum research, 1999 13. x x x - Scratch testing as a Tool for Formation strength determination, SINTEF Petroleum research, 1999 14. x x x - Stabilirea de noi metode şi perfecţionare a tehnologiilor de exploatare a stratelor groase de huilă din bazinul Valea Jiului, Contract de cercetare, ICPMC Petroşani,1982 15. x x x - Studiul posibilităţilor de realizare a sculelor miniere diamantate. Contract nr. 13/ 1992, beneficiar R.A.H. Petroşani

64

CURRICULUM VITAE DATE PERSONALE

Numele : Teşeleanu Prenumele George Data şi locul naşterii. 26.01.1965 - Deva - Romania Naţionalitatea: română................ Starea civilă : căsătorit................ Adresa : viale Cavallotti, 29 Jesi (AN) 60035 - Italia Telefon.... + 39.0731.214932 ......................

STATUTUL ACTUAL ŞI LOCUL DE MUNCĂ Inginer - consultant economic international. - Pantheon srl - Italia Visiting Profesor - Universitatea din Petrosani Visiting Profesor - Universitatea V. Goldis - Arad Profesor contractual - ECONOMIA SANITARA - SITO - Italia Profesor contractual - ETICA SI ECONOMIA DEZVOLTARII - Universitatea LUMSA - Taranto Italia Consultant Economic International CEE PREGĂTIREA ŞI ACTIVITATEA PROFESIONALĂ 1979 - 1983 - Liceul de matematica fizica Decebal - Deva 1984 - 1990 - Institutul di Mine Petrosani - Facoltatea di Mine Ingineri, specializarea Mine ; 1992 - 1994 - Bacc in scienze, con votazione magna cum laude, presso la Pontificia Universitа Gregoriana - Roma, Facoltа di Scienze Sociali ; 1992 - 1996 - Licenza in Economia Dezvoltarii, Magna cum laude, la Pontificia Universitа Gregoriana - Roma, Facultatea de Stiinte sociale, specializarea Economia Dezvltarii ; 1993 - 1994 - Master - Scuola di Politica Internazionale per la Cooperazione e lo Sviluppo - FOCSIV - Roma ; 1995 - Master - Strumenti Fondamentali di Economia Pratica, la Pontificia Universitа Gregoriana - Roma ; 2003 - Doctoratul Universitatea Petrosani ; ACTIVITATEA PROFESIONALA Reprezentant al organismelor studentesti

Universitatea din Petrosani 1989 - 1991 Pontificia Universitа Gregoriana - Roma 1993 - 1995

Cecetator , Universitatea Petrosani 1990 - 1991 Consultant economic, consultant pentru investitiile din tarile Est Europene si raporturile cu CEE 1995 - astazi Acreditat consultant CEE cu CCR 100431 1997- astazi Insarcinat pentru realizarea si prezentarea de proiecte in CEE din partea asociatiilor, fundatiilor, universitatilor 1999 - astazi Insarcinat cu reprezentarea in Italia: Fundatii, Universitati, Asociatii Guvernamentale din Romania 1999 – astazi

APARTENENŢA LA ORGANIZAŢII ŞTIINŢIFICE ŞI PROFESIONALE

1999 - astazi - Membru CNETO - Centro Nazionale per l’Edilizia e la Tecnica Ospedaliera - Italia - Centrul National pentru Constructia si Tecnica Spitaliceasca;

2002-- astazi Membru de onoare si Vicepresedinte IMPRO - Fundatia Ingineria si medicina in Protectia Omului - Romania ;

Cetatean de onoare al orasului Lupeni - Romania ; 2002 Membru fondator SITO - Societа Italiana di Tecnica Ospedaliera - Italia - Societatea Italiana de

Tecnica Spitaliceasca ; 2002 - astazi - Tresorier SITO - Italia ; 2002 - Numit Consul Onorific al Romaniei in Italia .

LIMBI STRĂINE CUNOSCUTE ŞI ABILITĂŢI ITALIANA - fluent ENGLEZA - fluent SPANIOLA - GERMANA