截齿辅助冲击作用下坚硬煤体的破碎特性

张 强，张赫哲,田 莹，王 聪

(1.辽宁工程技术大学 机械工程学院，辽宁 阜新 123000；2.山东科技大学 机械电子工程学院，山东 青岛 266590)

随着复杂煤层比例的增加，传统机械采煤方法的效率越来越低。由于大部分复杂煤层煤质较硬，这种条件下仅依靠加大截割机构尺寸或功率的方法很难取得理想破煤效果，反而会加剧截割机构的损耗。因此在我国“节能减排、智能煤矿建设”的政策引领下，如何针对硬质煤层研究一种新型破煤方法、如何提升硬质煤层的开采效率，成为现阶段国内煤炭行业的重要科学导向。

为解决传统机械开采方法在硬煤工况效率低下的问题，我国相关专家学者分别从不同角度提出了新型开采方法，按照工作原理分类，大体可分为射流破碎、射流辅助机械破碎、异形刀具破碎、激光破碎等。杜玉昆等研制了一种超临界二氧化碳射流发生装置，并通过破岩试验明确了超临界二氧化碳射流的破岩机理；廖华林等提出了直旋混合射流喷嘴结构，较传统射流技术加强了射流强度；穆朝民等对煤岩在射流冲击作用下的损伤机制进行了分析；宋鑫等基于空气动力学与岩石力学理论，分析了气射流破煤的连续过程机理；李烈等搭建了水射流辅助截齿破岩试验台，研究了射流辅助截割的最佳配置方式；米建宇等研究了射流速度、磨料浓度以及岩石围压等因素对后混合磨料水射流破岩效果的影响规律；徐福通等研究了不同岩性有无预切槽试样在侧向约束条件下的TBM常截面滚刀压头贯入特性；张强等对难采煤岩的高效破碎方法进行了综述，并分析了各方法的局限性；刘春生等提出了一种具有楔劈特征的边缘牙齿形碟盘刀具，分析了该刀具作用下的煤岩破碎机制；单永泉等设计了一种新型矩形截割刀盘，并利用工业性试验所得数据对刀盘结构进行了参数调整；左永强等研究了激光与机械联合破岩机理，并对联合钻具进行了气路流固耦合分析；刘拓等研究了激光功率及辐照时间对花岗岩预钻孔效果的影响。

上述几种方法的开采效率相较于传统机械截割方式均有较大提升，但从普适度来看也均存在一定局限性，如射流方式中水射流可能会加剧黏性煤岩的黏度、磨料射流可能使磨料粒子掺杂进煤块，加大后续洗煤选煤的工作难度；异形刀具与煤岩接触的精细截割面对其材料强度有更高要求；激光截割不易控制照射能量范围，且易出现煤块性质改变从而导致物理失效现象。但这些方法的关键目的均在于降低硬质煤岩的开采难度，故笔者针对这一方向，提出了一种冲击与截割协同破煤技术，通过将截齿内部改装为液压结构，使截齿能够在活塞带动下进行往复冲击运动，利用截齿的冲击作用使煤岩产生同步预裂，降低硬质煤岩截割阻抗，从而提升硬煤开采效率。

考虑到多个截齿的冲击频次存在时空差异，而这种差异可能对破煤性能产生影响，笔者将冲击与截割协同破煤技术应用至采煤机滚筒，对滚筒内部结构进行改造，建立出不同冲击时空关系下的滚筒运动数学模型，借助离散元方法分析硬煤条件下截齿的最优冲击方式，并将其与传统截割方法的破煤特性进行对比，最终通过设计冲击截齿试验装置，利用工业性试验测试冲击与截割协同破煤技术的实际破煤性能，验证该技术对硬煤工况的适用性。

1 不同冲击时空关系的滚筒运动轨迹分析

1.1 冲击与截割协同破煤滚筒的结构设计

冲击与截割协同破煤技术的设计原理是对齿座内部进行活塞式液压缸改造，通过将截齿嵌套于活塞，即可在液压作用下使活塞带动截齿实现冲击运动。根据这一原理，设计冲击截齿内部结构如图1所示。

图1 冲击截齿内部结构

由图1可以看到，活塞中间突起部分与前后导向套设有一定距离，截齿需要冲击时，油液从缸体后半部进入，为活塞提供冲击动力，达到预设冲击行程后，缸体后半部进油口不再有油液进入，开始从前半部进入为活塞提供复位动力，如此便形成一次往复冲击运动。

为将冲击截齿应用至采煤机滚筒，需要解决各截齿的油液供给、供油动力及外接油液管的安装问题，故针对这些关键问题，提出如图2，3所示的冲击与截割协同破煤滚筒结构。通过在滚筒内部设置液压控制系统，并于外部摇臂和电机处分别设置有液压冲击截齿驱动器、驱动器进回液管接采煤机液压油箱、驱动器进回液管与滚筒进回液管及截齿进回液管，通过液压控制系统，控制多个液压冲击截齿实现冲击或收回。

图2 冲击与截割协同破煤滚筒整体结构

图3 进回液管分布及滚筒内部结构

为对截齿的冲击运动进行控制，设计了对应控制系统如图4所示，系统由电机、液压泵、补液泵、液箱、冲击截齿、2个液压路、机架、控制装置、2个压力传感器、5个电磁阀、2个流量传感器、过滤器、蓄能器、液路换热器以及2个温度传感器组成。其中电机、液压泵、补液泵统一安装在同一机架上，液箱负责给补液泵供应液压油，补液泵负责为液压泵输送该液压油，液压泵则通过与之相连的2个液压回路向需要做冲击运动的冲击截齿供液，对其进行驱动。此外驱动系统分别从压力、温度、流量3个角度，通过压力传感器等信号输入给控制装置，并输出一系列信号到电磁阀进行相应换向，使驱动系统内部工作平稳可靠。

图4 驱动器的液压控制系统

1.2 不同冲击时空关系下的滚筒运动模型

对截齿的冲击运动次序而言，现主要分为同步冲击与异步冲击，不同冲击时空关系的截齿预裂效果与滚筒截割效果也不尽相同，因此本文综合考虑滚筒的回转、牵引运动与截齿的冲击运动，分别建立同步冲击与异步冲击下的三维运动模型。

考虑到采煤机滚筒在三维空间中位姿复杂，论文基于参数方程对滚筒截齿进行运动学建模，将三维坐标系分为与两个二维坐标系，并将滚筒的主视图与左视图分别置于两坐标系中，如图5所示，以此对滚筒不同运动状态下的齿尖运动轨迹建立关于时间参数的运动模型。

图5 冲击与截割协同破煤滚筒的运动几何模型

设图5为第个截齿的空间坐标，为滚筒牵引速度,m/s；为滚筒转速,r/min；为滚筒中心至齿座的距离,m；为截齿长度,mm；为截齿冲击行程,mm；为滚筒厚度,m；为截齿安装角,(°)；为截齿偏转角,(°)；为叶片螺旋升角,(°)；为任一截齿的齿座位置与轴的初始夹角,(°)。此外，假设左视图接近点的截齿为第1个截齿，且该截齿的偏转方向与轴正方向相反。

1.2.1 截齿同步冲击

(1)与坐标的参数方程。由图5可知，截齿运动轨迹坐标的变化由滚筒牵引运动、回转运动与截齿冲击运动共同组成，由于滚筒的牵引运动为恒定方向，其产生的坐标变化不受截齿方位影响，则由牵引运动产生的坐标变化为

=

(1)

回转运动中，由于截齿运动轨迹在坐标系的投影为圆，已知圆的参数方程为

(2)

将式(2)结合图5分析可知，即为齿尖至滚筒中心的距离，由滚筒转速决定，由初始夹角决定，因此求出，和即可得到与坐标的参数方程。

首先对进行计算，由，和共同决定，考虑到截齿冲击运动在其切线方向，可将截齿冲击运动视为截齿长度的周期性延长，因此先求出的一般方程，再与结合，共同分析其在中的投影。对于，其取值与时间有关，设截齿冲击频率为，最大冲击行程为，则

=|sinπ|

(3)

因截齿存在偏转角，在计算与在中的投影前，应先计算两值在平面的投影值，再得出投影的值，则

(4)

故为

(5)

根据滚筒转速计算为

(6)

方面，由于初始夹角为第个截齿与轴的初始夹角，故设滚筒螺旋叶片圈数为，总齿数为，则有

(7)

根据式(5)～(7)，得到与坐标的参数方程为

(8)

(2)坐标的参数方程。坐标方面，由图5可知，该值由第个截齿所占厚度与，在平面中的投影决定，且受截齿偏转方向与轴正方向的异同有关，首先计算第个截齿所占厚度为

(9)

，在平面中的投影为

=(+|sinπ|)sin[+(-1)]

(10)

进而得到坐标的参数方程为

(11)

最终联立式(8),(11)即为截齿同步冲击时空次序下的滚筒运动数学模型。

1.2.2 截齿异步冲击

截齿异步冲击下的滚筒运动模型与同步冲击相比，其自身整体运动轨迹并没有改变，但每个截齿在同一时间的空间位置由于冲击运动的异步作用而发生改变，即各截齿间存在冲击相位差，且为

(12)

当>时，将式(12)代入式(8),(11)，得到截齿异步冲击时空次序下的运动模型为

(13)

当≤时，截齿不参与冲击，故此时的截齿运动模型为

(14)

1.3 滚筒运动模型的数值拟合分析

为验证截齿运动模型的正确性，利用Matlab对所建模型进行数据拟合，通过赋予参量值，得到，，三坐标与在运动时间内的空间轨迹。设运动时间为10 s，截齿序号为15，并以表1所示的模拟参量为例，在Matlab内统一单位后，对2种冲击次序下的运动轨迹进行分析。

表1 模拟参量赋值

(1)同步冲击验证。将式(8),(11)以Matlab格式写入命令窗口后，调出cftool插件，得到图6所示的截齿同步冲击次序下数据拟合结果。其中图6(a)所示的轴体现了滚筒牵引运动对截齿空间位姿的影响，轴体现了滚筒回转运动对截齿空间位姿的影响，轴体现了截齿冲击运动对截齿空间位姿的影响，为使截齿的三维运动轨迹更加清晰，对轴坐标的刻度间距进行了放大处理，如若还原为标准尺度，所得运动轨迹基本呈现为二维月牙状，这与滚筒采煤机在实际截割工作中的月牙型破煤特征是一致的。此外，虽然轴坐标分度值过小，难以辨别截齿运动规律，但图6(b)所示的轴坐标随时间变化趋势体现出较为明显的运动周期性，说明截齿冲击运动在所建运动模型中可以稳定实现，因此该拟合结果验证了截齿运动模型在同步冲击时空次序下的正确性。

图6 同步冲击的运动轨迹拟合

(2)异步冲击验证。将式(13),(14)以约束条件函数的形式写入命令窗口后，调出cftool插件，得到图7所示的截齿同步冲击次序下数据拟合结果。可以看到异步冲击次序下的截齿整体运动轨迹与实际也较为贴合，但其与图6(a)中同步冲击下的运动轨迹几乎没有差别，这是因为相对截齿回转半径来说，截齿冲击行程的量级过小，截齿是否进行冲击在滚筒的整体运动过程中难以辨别；为放大截齿冲击运动对运动轨迹的影响，调出图6(b)所示的截齿轴坐标随时间变化曲线，与截齿同步冲击次序相比，异步冲击下截齿轴坐标在最初一段时间内未发生变化，说明该阶段内截齿并未参与冲击，该阶段结束后，截齿轴坐标便与图6(b)同样呈现周期性变化，表明截齿此时开始进行冲击运动。因此该拟合结果能够体现出异步冲击下的冲击相位差特征，验证了截齿运动模型在异步冲击时空次序下的正确性。

图7 异步冲击的运动轨迹拟合

综上所述，滚筒在截齿同步、异步冲击下运动模型的正确性均得到验证，确定了冲击与截割协同破煤技术基于不同冲击时空关系下的滚筒运动轨迹，所建运动模型能够为后续冲击与截割协同破煤模拟中的滚筒运动控制提供理论参考。

2 不同冲击时空关系的煤体破碎特性分析

2.1 离散元本构关系

为分析滚筒破煤特性，利用离散元模拟中的Hertz-Mindlin with bonding模型进行仿真，该模型的本构关系如图8所示，，分别为以，为半径的两颗粒元A，B的圆心，2个颗粒元之间能够生成以为中心、为黏聚半径、为黏聚宽度的黏聚键，该黏聚键能够将任一方向的力分解为法向应力和切向应力进行传递。

图8 Hertz-Mindlin with bonding模型

在图8所示模型下，颗粒间的力和力矩可以通过黏聚键进行传递，且黏聚键会随模拟过程实时更新力，和力矩，，其计算方法为

(15)

式中，，分别为颗粒的法向、切向速度,m/s；，分别为颗粒的法向、切向角速度,rad/s；，分别为黏聚键的法向、切向刚度,N/m；为接触面积,mm；为极惯性矩,mm；为黏聚半径,mm；δ为时间步长,s。

随着黏聚力与力矩的不断更新，当黏聚键受力超过所设定的极限法向应力或切向应力时即被破坏，其判断条件的计算方法为

(16)

可以看出式(15)中的黏聚键强度能够体现煤体的硬度属性，式(16)中黏聚键的破坏条件能够体现为煤体的破碎条件，说明Hertz-Mindlin with bonding模型适用于对滚筒破煤过程的分析。

2.2 滚筒破煤的离散元模型

以硬度，，为研究对象，为提升计算速度，设定颗粒半径为20 mm，虽然该尺度下单个颗粒元无法体现末煤或碎煤的特征，但若干个颗粒元的集合体依旧能够表示出大块煤的脱落，考虑到本文主要将大块煤作为破碎特性的分析对象，故根据所设颗粒半径进一步得到煤体力学参数设定见表2。

表2 力学参数设定

煤壁尺寸设定方面，根据图所建滚筒的尺寸关系，在Solidworks中建立图9(a)所示的煤壁外壳，将所建外壳模型导入EDEM中做为颗粒工厂进行填充，填充完毕后于颗粒间赋予黏聚键参数，得到煤体模型如图9(b)所示。

图9 煤体模型

滚筒模型方面，因图2所示滚筒装配体构造复杂、约束繁多，若将其直接导入EDEM内不仅降低计算速度，还会因其他结构之间的约束降低仿真精度，为此对滚筒模型做出相应简化，即只以截齿部件与滚筒其他部分为模拟对象，忽略滚筒内部油路分布与齿座内部液压结构，建立图10所示的简化滚筒模型。

图10 滚筒简化模型

滚筒运动参数设定上，设定转速为30 r/min、牵引速度为10 m/min、截齿冲击频率为4 Hz、最大冲击行程为10 mm、冲击强度为25 MPa。为实现截齿的冲击运动，需要将冲击强度转换为加速度进行表征，其计算方法为

(17)

式中，为截齿冲击力,kN；为截齿冲击强度,MPa；为截齿齿尖合金头的表面积,mm；为加速度,m/s；为截齿质量,kg；为截齿最大冲击行程,m;

根据图11所建立的截齿模型，已知截齿质量为2.15 kg，截齿齿尖直径为6 mm，则其表面积为56.55 mm，进而计算出加速度约为685.45 m/s，运动时间约为0.005 4 s。另根据截齿冲击频率为4 Hz，截齿应每隔0.25 s调整一次运动方向重新进行冲击，且冲击运动时间与复位运动时间均为0.005 4 s，以此方式对各截齿逐个设定，即可实现同步冲击下的滚筒运动控制。对于异步冲击下的截齿运动控制，为便于后续分析，假设截齿已全部开始参与冲击，又已知所建滚筒简化模型的截齿总数为39个，则根据一个冲击周期为0.25 s计算得到各截齿间的冲击时间差为约0.006 5 s，因此从第2个截齿开始，每个截齿的冲击运动开始时间应延后0.006 5 s，以此设定即可实现异步冲击下的滚筒运动控制。

图11 截齿模型尺寸

设定相对模拟时间步长为20%，考虑到滚筒转速为30 r/min，即旋转1周需要2 s，故设定总模拟时长为2 s，最终得到冲击与截割协同破煤的离散元模型如图12所示。

图12 滚筒破煤离散元模型

2.3 不同冲击时空关系的破碎特性分析

图13为某一工况下滚筒破煤的最终效果，由于各工况下破煤结果的外观特征相似度较高，故本文不再罗列其他结果，着重从数据层面进行破煤特性的对比分析。

图13 滚筒最终截割效果

..基于破煤效率的破碎特性分析

破煤效率在实际工程中的意义是指单位时间内开采的煤量，如日开采量、年开采量等，但由于本文仿真时间有限，若直接将滚筒在2 s内的破煤量换算为日开采量显然不妥，故以现有仿真结果为基础，计算滚筒在回转一周过程中每秒的平均破煤量，且仿真中能够以开采下来的颗粒数量做为总破煤量指标，已知煤体模型的颗粒总数为175 640个，统计出表3的剩余颗粒数量，进而计算出每种工况下的平均破煤量。

从表3可以看出，在平均破煤量指标上，2种冲击次序下的变化规律与预裂效果相似，即在同一硬度下，同步冲击下的平均破煤量高于异步冲击，且2种方式下的平均破煤量均随硬度增高而减少。但从平均破煤量来看，每种工况下的差值基本较为接近，为使差异化更明显，笔者提出基于离散元模拟结果的破煤效率，在计算破煤效率前，首先需确定滚筒在单位时间内的理论运动范围，并将该值等效于滚筒在单位时间内的理想化破煤体积，设煤体模型整体体积为，理想化开采颗粒数量为，煤体模型颗粒总数为，则有

表3 各工况的剩余颗粒数量及平均破煤量

(18)

其中，理想化破煤体积可由滚筒运动模型的积分值求出，根据式(8),(11),(13),(14)，现已知所建滚筒模型的截齿数量为39，截齿最大冲击行程为10 mm，截齿冲击频率为4 Hz，滚筒转速为30 r/min，牵引速度为10 m/min，截齿长度为92 mm，其余参数由所建滚筒模型可知为1.35 mm，截齿安装角度为45°，叶片螺旋升角为10°，截齿偏转角为0°，以第39个截齿为计算对象，将这些参数代入求出各坐标在1 s内的积分值，进一步求得同步冲击与异步冲击下的理想化破煤体积分别为0.102 9,0.102 88 m，由于2值相差过小，故将2种方式下的理想化破煤体积均以0.102 9 m进行计算，另由图9求得煤壁模型体积约为7.15 m，最终根据上式得到理想化开采颗粒数量约为2 528个，破煤效率即为平均破煤量与理想化开采颗粒数量的比值，因此得到各工况下的破煤效率见表4。

表4 各工况的破煤效率

以破煤效率作为指标进行分析可知，各工况均能够达到不低于75%的破煤效率，体现了冲击与截割协同破煤技术的优越性，但同步冲击方式在各硬度下的破煤效率均比异步冲击的破煤效率高6%左右，为分析其他硬度下的破煤效率变化，同样将上表数据导入Matlab进行拟合，得到各冲击次序下破煤效率随硬度变化的拟合曲线如图14所示。

图14 各煤体硬度下的滚筒破煤效率

从图14可以看出，在破煤效率方面，截齿同步冲击在各硬度下均优于异步冲击，出现这一现象的原因可能是由于异步冲击的高频异步易在滚筒截割过程产生位错效应，截齿单次冲击行程虽小，但高频高强度的特征足以对截割工作产生影响，减少截齿与煤体的良性接触，从而导致异步冲击在本身具有较好预裂效果下的破煤效率反而降低的现象。因此从破煤效率来看，截齿同步冲击的时空关系更适用于煤体截割工作。

..基于滚筒载荷的截割特性分析

在滚筒破煤的仿真过程中，由于截齿与滚筒需进行分离运动控制，正常情况下各截齿与滚筒之间的模拟计算结果也相互独立，但考虑到EDEM内几何体为纯刚性模型，不会因载荷因素产生形变，那么即使当截齿进行冲击运动时，截齿所承受的载荷也能够通过截齿与滚筒构件的紧密接触传递给筒身，即在冲击与截割的协同破煤仿真中，滚筒负载仍是全部截齿的负载结果，故统计出图15所示各工况下的滚筒所受合力，以对冲击与截割协同作用下的滚筒载荷情况进行分析。

图15 各煤体硬度下的滚筒受力情况

分析图15可知，在同一硬度下同步冲击次序的滚筒受力峰值始终小于异步冲击，2种冲击次序的滚筒受力均随煤体硬度增加而增加。同时根据图15(a)可以看到，滚筒载荷曲线分别在0.25,0.50,0.75,1.00,1.25和1.50 s达到相对波峰，截齿所设冲击频率为4 Hz，即截齿恰好在这几个时刻达到最大冲击行程，一方面说明图15(a)能够较明显体现出截齿的冲击运动，另一方面也表明了截齿对煤体的冲击作用需要克服更大阻力。而图15(c),(e)中滚筒受力不再具有周期性特征，其原因可能是由于随着煤体硬度增加，其自身内部强度有所提升，而各工况均以相同强度进行冲击，且黏聚键断裂后的裂隙贯通仍是阶段性过程，随着煤体硬度增加，可能导致煤体内部破坏速度降低，使单位时间内截齿冲击所产生的煤体强度劣化效果减弱，滚筒在同步截割工作中仍要克服较大阻抗，此时破煤所需的截割力大于冲击力，从而不再从滚筒受力体现出截齿冲击特征。另一方面，对比观察图15(b),(d),(f)可知，异步冲击下的滚筒载荷相较于同步冲击的滚筒载荷，其波动性较大，其原因可能是由于异步冲击运动难以使滚筒处于稳定截割状态，最终使异步冲击下的滚筒载荷具有与传统截割滚筒在硬煤条件下类似的波动性特征。

为使各工况下滚筒受力区别更明显，将仿真所得受力数据导入Matlab求得滚筒受力均值见表5。

表5 各工况的滚筒受力均值

由表5可知，同一硬度下同步冲击次序的滚筒受力均值也优于异步冲击，且在硬度为时的负载差距达到近19 kN，这一数值在实际工程中已足够加快滚筒的磨损速度，因此从滚筒受力角度分析可知，截齿同步冲击时空关系更适用于硬脆性煤体。

综合煤体破碎效率和滚筒截割载荷来看，同步冲击次序的各项指标均优于异步冲击，煤体破碎效率方面，同步冲击在各煤体硬度下的破煤效率均比异步冲击高6%；滚筒截割特性方面，同步冲击相对异步冲击更稳定，且2种方式下的滚筒受力均值极差接近19 kN。根据上述结果可以得出同步冲击次序在更适用于硬脆性煤体的结论，因此本文后续研究中，都将基于同步冲击时空关系进行分析。

2.4 同步冲击与传统滚筒的破煤特性对比

为验证冲击与截割协同破煤方式在硬煤体工况下的高效性，在,,三种硬度下的同等工况进行传统滚筒(无截齿冲击滚筒)的破煤模拟分析，并将仿真结果与截齿同步冲击下的破煤性能进行横向对比。

在传统滚筒破煤模拟设定上，仅需将截齿的冲击运动排除，即滚筒只进行牵引与回转运动，其余参数均与前述内容一致，根据得到的模拟结果对其破煤特性进行分析。

..基于破煤效率的破碎特性对比

对传统滚筒在仿真时间内的剩余颗粒数量进行统计，得到各工况下的平均破煤量与破煤效率见表6。

表6 各工况的平均破煤量和破煤效率

通过对比有无截齿冲击的破煤效率可以看出，冲击与截割协同破煤方式在各硬度下的破煤效率相对传统滚筒均有较大提升，且煤体硬度越高，2种破煤技术间的破煤效率差距越大，最大差距近24%，这种随煤体硬度升高，分化越严重的现象也进一步体现了冲击与截割协同破煤技术能够有效降低硬煤的开采难度，故从破煤效率来看，冲击与截割协同破煤方式在硬煤工况有更高的适用性。

..基于滚筒载荷的截割特性对比

统计出各工况下的传统滚筒所受合力如图16所示。

图16 各煤体硬度下的传统滚筒受力情况

对比图16与图15可知，无截齿冲击的滚筒峰值受力远高于有截齿冲击的峰值受力，且无截齿冲击时滚筒受力波动较大，表明了在硬脆性煤体工况下，冲击与截割协同破煤方式能够有效降低截割难度，并增强滚筒截割过程中的稳定性。同时，通过对比传统滚筒与同步冲击次序下的受力过程可知，传统滚筒的第1次受力波峰出现较晚，其原因可能是由于硬煤自身表面强度较高，传统滚筒在接触煤体的初始阶段很难对煤体形成有效破坏，所以达到第1次受力波峰的时间更晚，这从另一角度体现了截齿冲击对煤体内部破坏作用的有效性。

为使滚筒受力区别更明显，同样将所得受力数据导入Matlab求得滚筒受力均值见表7。

表7 各工况的传统滚筒受力均值

可以看出，不同硬度下冲击与截割协同破煤方式的滚筒受力均值均优于传统滚筒，且随着硬度增加2种方式的负载差距更大，最高达到近60 kN，因此从滚筒受力角度可知，冲击与截割协同破煤方式对硬脆性煤体具有更高适用性。

综上所述，冲击与截割协同破煤方式在破煤效率与负载情况均优于传统滚筒，体现了冲击与截割协同破煤在硬煤工况下的有效性。

3 冲击与截割协同破煤的实际性能测试

3.1 试验装置设计

在冲击与截割协同破煤试验装置的设计过程中，由于实现截齿的冲击功能需要对齿座结构进行改造，并需要额外动力源运行截齿冲击的液压回路，这些改造应用至实际采煤机滚筒是较为复杂的，考虑到滚筒改造试验装置的生产、装配成本巨大，为避免实际性能效果不理想所造成的资源浪费，对冲击与截割协同破煤试验装置进行简化，将冲击截齿的载体替换为截割盘结构，降低截割机构尺寸并减少截齿数量，最终形成图17所示的冲击与截割协同破煤整机试验装置。

图17 试验装置

如图17所示，整机试验台由截割机构、摇臂、三柱塞液压驱动直线电机、双活塞液压驱动旋转电机、液压油箱、水冷式冷却器、液压控制单元、电控系统防爆箱及油液输送管组成。其中截割机构如图18所示，由液压马达、高压旋转接头、截割盘及6个液压冲击截齿组成；闭式液压回路的液压马达中液压油经截割盘上与驱动轴同轴的高压旋转接头、截割盘油管、齿座进入冲击油缸前后腔，驱动主活塞，通过主活塞带动截齿作冲击运动。此外，三柱塞液压驱动直线电机用以控制多个双作用等截面液压油缸跟随三柱塞泵的每个柱塞作往复运动，并通过控制柱塞的往复运动频率以控制液压油缸运动频率，从而实现截齿可控频率的冲击运动；双活塞液压驱动旋转电机用以控制摇臂调高与截割盘旋转动作。

图18 截割盘结构

3.2 测试结果分析

本次试验于国家能源集团神华神东某矿区进行，其中工作面煤层硬度为，考虑到工作面生产环节因素，将截齿冲击与未冲击进行合并测试，设定截割盘转速为40 r/min，启动试验装置后，先以截齿未冲击方式截割3 min，再以截齿冲击方式截割3 min，测试过程如图19所示。

图19 测试过程

由于试验条件有限，本次测试难以对2种工作方式下的破煤体积进行精确统计，无法以模拟中的破煤效率作为指标进行破煤性能评价及验证，故对试验过程中的截割功率进行统计，如图20所示，以期从截割载荷角度测试和验证冲击与截割协同破煤技术的实际性能，将图20中数据转换为截割盘受力情况，其计算方法为

图20 截割功率变化

(19)

根据式(19)可得出各时间点的截割阻力见表8，计算出截齿冲击与未冲击状态下的平均截割阻力分别为4 473,5 390 N，截齿冲击较未冲击时可降低截割阻力约17.22%以上，同时由表7可知，硬度下截齿冲击时的载荷较未冲击降低约24.68%，虽然模拟得到的结果与实际测试有偏差，但一方面考虑到冲击与截割协同破煤技术主要针对硬煤，本次测试所在工作面的煤体硬度有所降低，2种方式的性能差距可能减小；另一方面试验装置的截割盘结构只有6个截齿，其自身破煤性能较采煤机滚筒必然有所限制，进而使截割盘破煤时的负载增加，也会导致2种方式的性能差距减小。因此在考虑到这2点因素的基础上，仍可以判断出冲击与截割协同破煤的实际性能取得了理想效果，体现了冲击与截割协同破煤对硬质煤层的有效性，同时也可以认为截割载荷降低程度的变化规律与模拟所得变化规律相似，验证了同步冲击时空关系对硬煤具有更高适用性的结论。

表8 截割盘受力情况

4 结 论

(1)设计了冲击与截割协同破煤滚筒结构，以所建滚筒为研究对象，综合考虑截齿的同步、异步冲击运动与滚筒的回转、牵引运动，建立了基于滚筒空间坐标参数方程的运动学模型，并利用Matlab的数据拟合功能验证了考虑截齿冲击时空关系的滚筒运动学模型的正确性。

(2)建立了不同截齿冲击时空关系的离散元截割模型，模拟结果表明同步冲击方式在各硬度下的破煤效率均比异步冲击的破煤效率高6%左右，同步冲击次序的滚筒受力均值与峰值均优于异步冲击，相对异步冲击更稳定。此外从破煤效率与滚筒受力均值角度对比分析了冲击与截割协同破煤方式与传统滚筒的破煤特性，模拟结果表明2种方式的破煤效率最大差距近24%，滚筒受力均值最大差距近60 kN。

(3)设计了冲击与截割协同破煤试验装置，开展了实际破煤性能测试，测试结果表明，截齿冲击与未冲击状态下的平均截割阻力分别为4 473,5 390 N，截齿冲击较未冲击时可降低截割阻力约17.22%以上，所得结果虽与模拟结果有偏差，但综合截割机构减小、煤体硬度减小因素，仍可认为冲击与截割协同破煤的实际性能取得了理想效果，并体现了冲击与截割协同破煤对硬质煤层的有效性，同时也可以认为截割载荷降低程度的变化规律与模拟所得变化规律相似，验证了同步冲击时空关系对硬煤具有更高适用性的结论。