maszyny górnicze 4/2006 - Instytut Techniki Górniczej KOMAG

Konstruktor przekładni musi dążyć, aby przekładnianie pracowała w zakresach wzmożonej intensywnościpobudzania kół do drgań. W zakresach tych współczynniksił dynamicznych może znacznie przewyższaćwartość wyznaczoną ze wzoru przyjętego w algorytmieobliczeń wytrzymałościowych. W artykule ograniczonosię wyłącznie do analizy wpływu prędkości obwodowejkół, co ma ścisły związek z wpływem częstotliwościpobudzania ich do drgań, na międzyzębne obciążeniedynamiczne. Przede wszystkim dotyczyć to będziewyznaczania prędkości krytycznych, w paśmie którychwystępują lokalne maksima sił dynamicznych.2. Związek przyczynowy między prędkościąobwodową kół a stanem dynamicznymprzekładniOptymalizację stanu obciążenia kół zębatych wiążesię z doborem geometrycznej struktury przekładni.Wiedza o związkach przyczynowych między prędkościąobwodową kół a stanem dynamicznym przekładnijest niezbędna, aby konstruktor mógł dokonać właściwego,ze względu na stawiane warunki, doboru cechkonstrukcyjnych przekładni.Przypomnijmy, że współczynnik sił dynamicznychK v uwzględnia zwiększenie nominalnej siły międzyzębnejw wyniku oddziaływania obciążeń dynamicznych,generowanych wewnątrz przekładni, a wywołanychdrganiami zębnika i koła względem siebie. Przyczynypowstawania drgań, czyli wymuszenia pochodząceze źródeł wewnętrznych mogą być różne, np.zmiana sztywności zazębienia zachodząca podczaspracy przekładni, zmiana współczynnika tłumienia,błędy podziałki zasadniczej, błędy zarysu zęba i kierunkulinii zęba itp. Należy zwrócić uwagę na to, żewynikająca stąd energia pobudzeń kół zębatych dodrgań w znacznym stopniu zależy od prędkościobwodowej tych kół, zmienności przełożenia – powodemczego są odchyłki wykonawcze i odkształceniazazębiających się zębów oraz od częstotliwości pobudzeń,a ściślej od stosunku tej częstotliwości do częstotliwościdrgań własnych kół. Jak wykazały badaniaautora, potwierdzają to również wyniki badań przedstawianew szeregu innych publikacji, przykładowo możnatu wymienić prace [1, 3, 4, 5] generalnie wzrostowiprędkości obwodowej kół towarzyszy wzrost międzyzębnychsił dynamicznych. W przypadku przedmiotowychrozważań istotne jest to, że w określonych zakresachpracy przekładni występują wartości ekstremalne– maksyma i minima. Właśnie poznanie związkuzachodzącego między przyczyną a skutkiem, tzn.między prędkością obwodową kół a międzyzębnymobciążeniem dynamicznym, jest ważnym punktem wyjściaw całym procesie prognozowania stanu dynamicznegoprzekładni.Zauważmy, że w przytaczanych w literaturze technicznejwzorach na wartość współczynnika sił dynamicznych(dawniej K d , aktualnie K v ) na ogół nieuwzględnia się zakresów, w których międzyzębne siłydynamiczne osiągają wartości ekstremalne, dotyczy tozarówno wartości maksymalnych, jak i minimalnych.Podkreślmy, że w odniesieniu do przekładni stożkowychszczegółowe poznanie wspomnianego wyżejzwiązku ma ze względu na jej dynamikę ważne znaczenie,ponieważ koła stożkowe są stosowane zwyklena pierwszym stopniu przekładni, a więc ich prędkośćobwodowa jest stosunkowo duża. Dlatego też wskazanejest, aby w fazie doboru parametrów kół stożkowychdokładnie przeanalizować wpływ prędkości obwodowej(częstotliwości zazębiania) na międzyzębne obciążeniedynamiczne.Na rysunku 1 przedstawiono przykładowo przebiegiwspółczynnika sił dynamicznych K vt w funkcji prędkościobwodowej (częstotliwości zazębiania) kół stożkowycho kołowo-łukowej linii wzdłużnej zęba. Nie wdając sięw szczegóły widać, że ze wzrostem prędkości obwodowejkół siła dynamiczna również rośnie. Jednak wzrostten nie ma charakteru monotonicznego. W obszarzepewnych prędkości obwodowych v n występują lokalneekstrema obciążeń dynamicznych. W tym przypadkuzauważyć można znaczny przyrost obciążeń dynamicznychw paśmie prędkości obwodowych 28÷30 m/s.Zakres ten odpowiada częstotliwości rezonansowej f obadanych kół. Lokalne ekstrema występują równieżprzy innych prędkościach obwodowych kół, które odpowiadają1/3, 1/2, 2/3f o .Rys.1. Wartości współczynnika sił dynamicznych K vt w funkcjiprędkości obwodowej (częstotliwości zazębiania) wyznaczonyprzy różnym obciążeniu dla kół o zębach nacinanych metodąGleason, których kąt pochylenia linii zęba mierzony w przekrojuśrodkowym wieńca zębatego β m = 31°`16’Analizując przebiegi przedstawione na rysunku 1,wynika, że konstruktor przekładni musi dążyć, aby nie4 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

pracowała ona w zakresach wzmożonej intensywnościpobudzania kół do drgań. W zakresach tych współczynniksił dynamicznych K v może znacznie przewyższaćwartość wyznaczoną ze wzoru przyjętegow algorytmie obliczeń wytrzymałościowych. Zaznaczmy,że w niniejszym punkcie ograniczymy się wyłączniedo analizy wpływu częstotliwości pobudzania kół dodrgań na międzyzębne obciążenie dynamiczne.Przede wszystkim dotyczyć to będzie wyznaczaniaprędkości krytycznych, przy których występują lokalnemaksima sił dynamicznych.3. Prędkości krytyczne kółW celu określenia prędkości krytycznych kół zębatych,w paśmie których należy oczekiwać lokalnychekstremów międzyzębnych sił dynamicznych, niezbędnejest oszacowanie, możliwie z jak największym przybliżeniem,częstotliwości własnych drgań skrętnych kół.Zauważmy, że w przypadku przekładni zębatych praktyczniedrgania poprzeczne (giętne) mogą być pomijane,ponieważ ich częstotliwość leży zazwyczaj powyżejzakresu prędkości roboczych.Na podstawie badań eksperymentalnych oraz badańna modelach dynamicznych przekładni, prowadzonychprzez różne ośrodki naukowo-badawcze, możnaprzyjąć, że lokalnego wzrostu międzyzębnych sił dynamicznychnależy się spodziewać, gdy prędkość odniesienia,będąca stosunkiem prędkości obrotowej n 1(kątowej ω 1 ) zębnika do prędkości obrotowej krytycznejn kr (kątowej ω kr ), wynosi:gdzie:ν = 1, 2, 3, …n1ω1νΩ n = = =(1)n ω 2krGdy ν = 2 to n 1 = n kr , a więc przekładnia pracujew zakresie rezonansu głównego, wówczas prędkośćodniesienia Ω n ≈ Ω kr = 1, gdzie Ω kr jest krytyczną prędkościąodniesienia.Jak wynika ze wzoru (1), lokalnych wzrostów międzyzębnychsił dynamicznych należy się spodziewaćrównież, gdy przekładnia pracuje w zakresie podkrytycznym.Częstość kątową własną (rezonansową) drgańskrętnych kół w przypadku przekładni jednostopniowejoblicza się ze wzoru:gdzie:krcγω rcz =(2)Ic γ - średnia efektywna sztywność skrętna zazębienia,I- masowy moment bezwładności kół zredukowanyna oś zębnika.Zauważmy, że w praktyce nie można liczyć na równomierneobciążenie zęba. Dotychczasowe sformułowaniateoretyczne traktują ząb jak belkę wspornikowąi dla przyjętego kształtu belki wyznaczana jest strzałkaugięcia wynikająca z przyłożonego obciążenia, a stądsztywność zęba. W przekładniach stożkowych o krzywoliniowejlinii zębów, naprężenie wzdłuż długości zębaa tym samym i jego odkształcenie mają skomplikowanyprzebieg. Wynikający z doświadczeń śladwspółpracy zębów przybiera kształt trudny do matematycznegoopisu. Uwzględnienie, zatem rzeczywistegoodkształcenia wzdłuż linii zęba nie jest proste. W tymprzypadku efektywna długość śladu współpracy zębów,bądź efektywna szerokość wieńca zębatego nieodpowiada wielkościom geometrycznym uzębienia.Odcinki szerokości wieńca zębatego na jego skrajach,uczestniczą w przenoszeniu obciążenia, lecz nie sąpoddane bezpośrednio naciskom powierzchniowym.W wyniku oddziaływania różnych czynników, np. obciążenia,błędów wykonawczych i montażowych itp. śladwspółpracy zębów a tym samym i odkształcenie ulegazmianie, stąd też ulega zmianie sztywność. Przezsztywność efektywną należy rozumieć sztywność rzeczywistą,która w istocie odpowiada wartości rzeczywistej,różni się ona od wyznaczonej analityczniei ulega zmianie w wyniku oddziaływania różnych czynników.Właśnie ta sztywność decyduje o częstościdrgań własnych układu i ona powinna być brana poduwagę przy oszacowywaniu tej częstotliwości. Wydajesię, że ze względu na złożoność problemu, jednąz dróg pozwalającą z dostateczną dokładnością oszacowaćsztywność efektywną zazębienia stożkowego,są badania eksperymentalne obejmujące zakres rezonansugłównego.Jak widać, chcąc wyznaczyć częstość własnądrgań skrętnych kół, musimy znać wartość sztywnościskrętnej c γ zazębienia. Sztywność efektywna, któraw istocie odpowiada wartości rzeczywistej, różni sięona od wyznaczonej analitycznie i ulega zmianie w wynikuoddziaływania różnych czynników, np. obciążenia,śladu dolegania współpracujących ze sobą zębów itp.Częstość kątową własną (rezonansową) można teżobliczyć z wyrażenia:cω rcz =(3)mSztywność efektywna c zazębienia występująca wewzorze (3) odpowiada wartości siły jednostkowej działającejwzdłuż linii przyporu, obciążającej 1 mm szerokościwieńca zębatego, która powoduje łączne odkształceniesprężyste równe 1 µm (N/mm⋅µm), będącychw przyporze zębów. W przypadku kół stożkowychodkształcenie to wyraża się długością łuku zmierzonegona okręgu podziałowym w środku szerokościMASZYNY GÓRNICZE 4/2006 5red

wieńca (średnica d m ), o jaki obróci się obciążone kołoprzy unieruchomionym kole współpracującym.a) b)Relację między sztywnościami c γ i c wyrazić możnazależnością:gdzie:b - szerokość wieńca zębatego,c2γ = c ⋅ b ⋅ r m1(4)r m1 - promień średnicy podziałowej zębnika mierzonejw środku szerokości wieńca zębatego.Masowy moment bezwładności kół zredukowany naoś zębnika wyznaczamy ze wzoru:gdzie:I ⋅II = (5)1 22I1⋅u+ I2I 1(2) - masowy moment bezwładności zębnika (koła),u = z 2 /z 1 – przełożenie przekładni.Natomiast zredukowaną masę kół wyznacza sięz zależności:gdzie:mred*1*1*2*2*I1*I12m2*2*I2m ⋅ m⋅ I= =(6)m + m ⋅ r + ⋅ r2m1*m 1( 2 )- masa zębnika (koła) zredukowana do dowolnejśrednicy podziałowej koła na 1 mm szerokości* * 2wieńca zębatego m = I / ,1( 2 ) 1( 2 ) rm1( 2 )*I 1( 2 )- masowy moment bezwładności zębnika (koła)na 1 mm szerokości wieńca zębatego.W przypadku kół stożkowych masę kół redukuje siędo punktu leżącego na średnicy podziałowej mierzonejw środku szerokości wieńca zębatego (r m1 i r m2 ).Aby uchronić się przed nazbyt intensywnym pobudzaniemprzekładni do drgań, a tym samym uniknąćoddziaływania na zęby kół zbyt dużych sił dynamicznych,tzn. takich które mogą w krótkim czasie doprowadzićdo uszkodzeń awaryjnych, prędkość roboczaprzekładni powinna w każdym przypadku spełnić warunek:Λ Ω > Ω > Λ(7)1 kr n 2Ωkrw praktyce przyjmuje się Λ 1 ≅ 0,85 a Λ 2 ≅ 1,15.Przyjęcie w powyższym warunku zalecanych wartościwspółczynników Λ 1 i Λ 2 jest podyktowane tym, żew obszarze częstości rezonansowej wyrażonej wzorem(2) lub (3), częstość własna układu dostraja się doczęstości wymuszeń (rys.2), stąd można zaobserwowaćtendencję do wzrostu międzyzębnych sił dynamicznychw zakresach prędkości nieco niższych, jaki wyższych od ω kr . A więc wskazane jest, aby w praktycezachowany był przytoczony wyżej warunek.Rys.2. Przebiegi drgań skrętnych koła zębatego na tle częstotliwościwymuszeń: a) f z = f kr = 2230 Hz, b) f z = 1920 Hz ≅0,85 f krZwróćmy uwagę na to, że w literaturze specjalistycznejbrak jest nie tylko danych o przebiegu sztywnościzazębiania w kołach stożkowych o zębach krzywoliniowych,ale także bez skutku można poszukiwaćinformacji o średniej sztywności tegoż zazębienia.Stanowi to poważny problem dla konstruktorów przekładnistożkowych w fazie ustalania parametrów konstrukcyjnych,np. liczby zębów, masy kół, liczby przyporu,itp.W tym przypadku chodzi o to, aby w wyniku niewłaściwegoich doboru, nie przyczynić się do wzmożeniaaktywności dynamicznej przekładni. Właśnie to zagadnieniestanowi myśl przewodnią w aktualnie omawianymtemacie. Ściślej mówiąc, podjęta próba oszacowaniaefektywnej średniej wartości sztywności zazębieniakół stożkowych o zębach krzywoliniowych, mana celu przynajmniej w pewnym zakresie służyć jakopomoc w rozwiązywaniu wspomnianego wyżej problemu.Dysponując wynikami badań eksperymentalnych,dzięki którym można było dokładnie określić prędkośćkrytyczną badanych przekładni, przy której wystąpiłrezonans główny oraz znając wymiary geometrycznekół, wyznaczono, korzystając z zależności (3), średniąefektywną sztywność zazębienia w funkcji wskaźnikaobciążenia jednostkowego dla kół o zębach nacinanychmetodą Gleason, Klingelnberg i Oerlikon.Na rysunku 3 pokazano, jak zmieniają się sztywnośćzazębienia w zależności od jednostkowego obciążenianominalnego w przypadku kół o efektywnejliczbie przyporu ε e ≅ 2,4. Jak widać, sztywność ta zmieniasię w zależności od obciążenia jednostkowego,rośnie ona w miarę wzrostu tego obciążenia.Autor uważa, że powyższe dane będą pomocneprzy oszacowywaniu wartości efektywnej sztywnościzazębienia kół stożkowych, co pozwoli konstruktoromprzekładni na odpowiedni dobór parametrów przekładni,tzn. takich, aby przekładnia nie pracowała w zakresachekstremalnych.6 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

acjonalnej decyzji przez konstruktorów przekładniw fazie doboru jej parametrów konstrukcyjnych.Wspomnijmy, że identyfikacja wspomnianych wyżejkrytycznych stanów przekładni stożkowej, wiąże sięz uwzględnieniem szeregu czynników mających wpływna określenie zakresów, w których przekładnia niepowinna pracować, np. obciążenie nominalne, sztywnośćzazębienia, tłumienie w zazębieniu, ślad współpracyzębów. W tym celu nieodzowne jest komputerowewspomaganie tego procesu w oparciu o odpowiednieoprogramowanie.Rys.3. Sztywność efektywna zazębienia w zależności odobciążenia nominalnego zębów4. PodsumowanieZ powyższego wynika, że w pewnych przypadkachna etapie projektowania przekładni można przewidywaćprzebieg procesów i zjawisk dynamicznych, którebędą zachodziły w fazie jej eksploatacji.Skuteczna identyfikacja krytycznych stanów dynamicznychprzekładni stożkowej umożliwia minimalizacjęmiędzyzębnych obciążeń dynamicznych będącychskutkiem oddziaływania czynników leżących wewnątrzprzekładni. Rozpoznanie tych stanów jest na ogół nieodzownedla uzyskania właściwej efektywności działaniaprzekładni, a jego ocena umożliwi podejmowanieLiteratura1. Skoć A.: Trwałość stożkowych przekładni zębatych.Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Górnictwonr 179. Gliwice 1990.2. Grzesica P.: Wpływ obciążenia zewnętrznegoprzekładni maszyn górniczych na międzyzębnesiły dynamiczne. Praca doktorska, BibliotekaGłówna Politechniki Śląskiej, Gliwice 2005.3. Müller L.: Przekładnie zębate dynamika. WNT,Warszawa 1986.4. Kücükay F.: Dynamik der Zahnradgetriebe. Modelle,Verfahren, Verhalten. Sprigner – Verlag,Berlin 1987.5. Łazarz B.: Zdefiniowany model dynamiczny przekładnizębatej jako podstawa projektowania. BibliotekaProblemów Eksploatacji, Katowice - Radom2001.Artykuł wpłynął do redakcji w grudniu 2006 r.Recenzent: prof.dr hab.inż. Teodor WinklerMASZYNY GÓRNICZE 4/2006 7

Mgr inż. Łukasz JASZCZYKMgr inż. Dariusz MICHALAKCentrum Mechanizacji Górnictwa KOMAGInteraktywne materiały szkoleniowez zakresu operacji montażu i demontażu maszyn górniczychS t r e s z c z e n i eW artykule przedstawiono możliwości stosowaniainteraktywnych symulacji, jako materiałów szkoleniowychw zakresie operacji montażu i demontażumaszyn górniczych. Symulacje interaktywne mogąstanowić uzupełnienie materiałów szkoleniowych dlanowo przyjętych pracowników, a także mogą byćwykorzystane przy tworzeniu elektronicznych dokumentacjitechniczno-ruchowych.S u m m a r yPossibilities of using interactive simulations as trainingmaterials for mining machines assembling/disassemblingprocesses were presented. Interactive simulationscan be a supplement of training materials fornew coming employees and they also can be used forpreparation of technical-and-operational documentation.1. WstępTechniki szkolenia jakie do tej pory dostępne byłyjedynie w przemyśle wojskowym czy lotniczym, dziękirozwojowi technologii komputerowej, stały się dostępnerównież dla przemysłu górniczego. Przemysł górniczyjest tą gałęzią przemysłu, w której warunki pracystwarzają duże zagrożenie dla zdrowia i życia pracowników.Ograniczona przestrzeń, duże wymiary maszyn,niewystarczające oświetlenie oraz brak maszyn dźwigowychprzyczyniają się od pogorszenia warunkówprowadzenia prac serwisowych.Niejednokrotnie wykonanie tej samej czynnościw warunkach dołowych i w wytwórni różni się od siebieznacząco, dla przykładu: wymiana uszczelnienia waługłównego przekładni planetarnej kombajnu ścianowego,w wytwórni zajmuje około 2 godz., w warunkachdołowych czas ten może wydłużyć się do 8-10 godzin.Zastosowanie nowoczesnego oprogramowania w procesieserwisowania maszyn górniczych, może znaczącoprzyczynić się do poprawy skuteczności przeprowadzanianapraw, a także zwiększyć bezpieczeństwopracy. Innym obszarem, w którym nowoczesne technologiekomputerowe mogą znaleźć zastosowanie jestproces szkolenia pracowników.W ostatnich latach zakłady górnicze w związkuz postępującym procesem starzenia się kadry inżynieryjno-technicznej,górników i pracowników na stanowiskachwymagających szczególnych kwalifikacji, zmuszonesą do przyjmowania do pracy personelu niewykwalifikowanego.Konieczne staje się wówczas przeszkolenienowo przyjętych do pracy. Wykorzystaniew szkoleniach interaktywnych symulacji może usprawnićproces szkolenia.2. Tworzenie interaktywnej symulacjiPowszechnie stosowane techniki multimedialne,wspomagające proces szkolenia, opierają się główniena biernym odbiorze przekazywanej treści. Cechą podstawowąaplikacji interaktywnych jest czynny udziałużytkownika maszyny w procesie uczenia-zdobywaniainformacji. Głównymi elementami symulacji interaktywnychtworzonych w CMG KOMAG są modele 3D maszynlub urządzeń. Pozwala to na wizualizację nawetnajbardziej złożonych operacji manualnych bez potrzebyczytania rysunku technicznego.Modele trójwymiarowe rozpatrywanych podzespołówrozszerzane są poprzez tzw. elementy interakcyjne.Pozwalają one na dowolną zmianę punktu obserwacjioraz na odtwarzanie kolejnych kroków procesumontażowego. Wprowadzenie interakcji do modeli 3Dpozyskanych z programów CAD wymaga stosowaniaspecjalistycznego oprogramowania.Tworzenie symulacji jest poprzedzone procesemzbierania szczegółowych danych na temat modelowanegoprocesu, czyli zbieranie informacji dotyczącychkolejności wykonywania poszczególnych czynności,sposobu ich przeprowadzania, rodzaju wykorzystywanychnarzędzi pomocniczych oraz innych materiałóweksploatacyjnych. Informacje te są zawarte instrukcjachstanowiskowych oraz są pozyskiwane poprzezrejestracje wideo rzeczywistych przebiegów procesówserwisowania i napraw w warunkach panujących w wytwórniachi w podziemiach kopalń. Rejestracje te sąpodstawą do zaprogramowania kolejności czynnościmontażu/demontażu. O ile każda rejestracja wideo jestzapisem ściśle określonych warunków i jednej tylkosytuacji, to utworzona na jej podstawie symulacja możei powinna zawierać zarówno różne warianty przestrzeniroboczej, jak i przebiegu czynności.8 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Na rysunku 1 pokazany jest obraz czynności demontażuramienia wykonywanych podczas likwidacjiściany (rys. 1a), oraz demontaż ramienia w wytwórni(rys. 1b).a)b)omówione na przykładzie materiałów wspomagającychprocesy serwisowania maszyn oraz jako element składowydokumentacji techniczno-ruchowej. Przytoczoneprzykłady opisują jedynie wybrane przykłady implementacji,jednak wiedza i doświadczenie pracownikówCMG KOMAG pozwalają na budowę materiałów z zakresu:−−−−prezentacji interaktywnych opisujących budowęi zasadę działania maszyn,interaktywnych instrukcji stanowiskowych,interaktywnych aplikacji do nauki obsługi maszynw wirtualnym środowisku,interaktywnych dokumentacji technicznych wzbogaconycho symulacje wybranych aspektów stosowaniadokumentacji.Interaktywne symulacje mają również szerokie zastosowaniew procesie szkolenia nowo przyjętych pracowników,jak i szkolenia ustawicznego stałej kadrypracowników. Nowo przyjęci pracownicy w szybki sposóbmogą zapoznać się z budową maszyny oraz np.prześledzić wszystkie kroki podczas usuwania skutkównajczęściej występujących awarii. Także pracownicyz dużym stażem i doświadczeniem mogą za pomocąinteraktywnej symulacji odświeżyć swoje informacjez wybranego zakresu, a także na podstawie informacjizawartych w programie przygotować listę potrzebnychnarzędzi i określić przybliżony czas realizacji zadania.3.1. Zastosowanie interaktywnych symulacji w procesieserwisowania maszyn górniczychRys.1. Przebieg czynności demontażu ramienia kombajnuścianowego: a) w warunkach rzeczywistych podczas likwidacjiściany, b) w wytwórni3. Zastosowanie interaktywnych symulacjiZastosowanie interaktywnych symulacji jest praktycznienieograniczone, w niniejszym artykule zostanieaPrawidłowe funkcjonowanie wielu przedsiębiorstwuwarunkowane jest stanem użytkowanych przez niemaszyn. W przypadku, gdy nie ma możliwości zastąpieniamaszyny, która utraciła zdatność, szczególnegoznaczenia nabiera problem sprawnej realizacji napraw.Przeprowadzenie naprawy w skuteczny i szybki sposóbma duże znaczenia z punktu widzenia zakładugórniczego.bRys.2. Symulacja wymiany: a) przesuwnika hydraulicznego z układu przesuwnego obudowy zmechanizowanej,b) siłownika mechanizmu korekcji spągnic obudowy zmechanizowanejMASZYNY GÓRNICZE 4/2006 9

Każda przerwa w pracy maszyny to duże straty dlaprzedsiębiorstwa. Zastosowanie interaktywnych symulacjiczynności montażu/demontażu pozwala w znacznymstopniu skrócić czas niezbędny do prawidłowegoprzeprowadzenia naprawy. Tworzone w CMG KOMAGinteraktywne symulacje dotyczą:−Rys.3. Interaktywna symulacja umożliwiająca sterowanie obudową za pośrednictwem „wirtualnego rozdzielacza”poprawnej kolejności czynności podczas prowadzeniaprac serwisowych, z uwzględnieniem wymogówbezpieczeństwa (rys. 2),− sposobu sterowania maszyn (rys. 3).Obsługa symulacji sprowadza się jedynie do wybieraniapoleceń „Dalej” lub „Wstecz”. Dzięki temu nie jestwymagane przeszkolenie pracownika w zakresie obsługisymulacji. W momencie wybrania polecenia „Dalej”na ekranie ukazuje się komunikat, opisujący czynność,która ma zostać zrealizowana. Polecenie „Wstecz”uruchamia symulację procesu montażu elementu, któryuprzednio został zdemontowany.W przypadku wykonywania czynności, w którychwystępują zagrożenia, zastosowano znaki ostrzegawcze(rys. 4), których zadaniem jest zwrócenie uwagiużytkownika, aby przeprowadził wymianę danego elementuw bezpieczny sposób.Rys.4. Zastosowanieznaków ostrzegawczychw symulacjimontażu/demontażuSymulacje operacji wymiany elementów, które wymagająprzeprowadzenia dodatkowych czynności przygotowawczychzawierają opis tych czynności, którywyświetlany jest na ekranie komputera w momencieuruchomienia symulacji (rys. 5).Rys.5. Zastosowanie dodatkowych opisów w symulacji montażu/demontażu3.2. Symulacje czynności montażu/demontażu jakoelement składowy dokumentacji technicznoruchowejObecnie oczekiwania klientów dotyczące dokumentacjitechnicznej są bardzo wysokie. Dokumentacjatechniczna powinna zawierać wszystkie informacje,jakie do tej pory znajdowały się w standardowo przyjętymschemacie dokumentacji techniczno-ruchowej.Ponadto oczekuje się spełnienia takich wymagań, jak:łatwość obsługi i możliwość docierania do poszukiwanychinformacji na różne sposoby, czyli różnego rodzajuprzeszukiwanie oraz możliwość nawigacji za pomocąsymboli graficznych dwu- i trójwymiarowych.10 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Klient oczekuje dokumentacji prostej i czytelnej,a jak wiadomo „jeden obraz mówi więcej niż tysiącsłów". Elektroniczna dokumentacja umożliwia powiązanietekstu tradycyjnej DTR z animacjami, symulacjami,rysunkami co powoduje, że dokumentacja stajesię bardziej przejrzysta, a jej treść łatwo przyswajana.4. WnioskiW ostatnich latach dzięki wykorzystaniu nowoczesnychtechnologii informatycznych możliwe stało sięopracowanie nowego rodzaju instrukcji montażu/demontażu.Instrukcje te wykonane w formie interaktywnychsymulacji mogą znacznie przyspieszyć processzkolenia pracowników i zwiększyć skuteczność przeprowadzanianapraw. Obecnie instrukcje stanowiskowewykonywane są w formie pisanej, a proces szkoleniaw głównej mierze polega na zapoznaniu pracownikaz ich treścią. Powszechnie wiadomo, że najskuteczniejszymsposobem przekazu informacji jestobraz, jednak użycie interaktywnych symulacji z wyko-rzystaniem modeli 3D może dodatkowo poprawić skutecznośćszkolenia. Interaktywne symulacje stanowiąrównież rozszerzenie elektronicznej dokumentacji techniczno-ruchowej.Zastosowanie elektronicznej dokumentacji techniczno-ruchowejpozwala na szybsze zapoznanie sięz zawartym w niej materiałem. Zastosowanie interaktywnychsymulacji, animacji i rysunków pomaga pokonaćbariery językowe i kulturowe, jakie mogą siępojawić w obsłudze zagranicznych odbiorców maszyn.Dostarczanie nowych produktów zaopatrzonychw odpowiednio przygotowane instrukcje obsługi, instrukcjeserwisowania, czy w interaktywne aplikacjeumożliwiające samodzielną naukę obsługi, pozwalająproducentowi wyróżnić się na tle innych dostawców,którzy nie są zaznajomieni z obecnymi trendamirozwoju tego typu dokumentacji.Artykuł wpłynął do redakcji w grudniu 2006 r.Recenzent: prof.dr hab.inż. Teodor WinklerMASZYNY GÓRNICZE 4/2006 11

Dr inż. Andrzej MEDERMgr inż. Zdzisław BUDZYŃSKIMgr inż. Edward PIECZORACentrum Mechanizacji Górnictwa KOMAGMgr inż. Jan MATUSZEWSKIMgr inż. Włodzimierz GWIŻDŻMgr inż. Bernard KRAKOWCZYKMgr inż. Franciszek WUNDERSEEKompania Węglowa S.A.Koncepcja zasilania kompleksu ścianowego napięciem 6 kVna przykładzie KWK „Knurów”S t r e s z c z e n i eDążenie do obniżenia kosztów wydobycia węglawiąże się ze zmniejszeniem liczby ścian przy jednoczesnymzwiększeniu wydobycia jednostkowego ześciany. Uzyskać to można przez wzrost wydajnościmaszyn. W artykule przedstawiono koncepcję zasilanianapięciem 6 kV zintegrowanej grupy maszynprzodkowych w warunkach górniczo-geologicznychKWK „Knurów”.S u m m a r ySeeking for coal mining costs reduction is connectedwith a reduction of number of longwall faces withincreasing of unit production at the same time. Thatcan be achieved by increasing of machines output.Concept for supplying the integrated group of longwallmachines with 6 kV voltages in geological and miningconditions of Knurów Colliery was presented in thepaper.1. WprowadzenieDążenie do obniżenia kosztów wydobycia węglawiąże się ze zmniejszeniem liczby ścian przy jednoczesnymzwiększeniu wydobycia jednostkowego ześciany. Uzyskać to można przez wzrost wydajnościmaszyn. W opracowaniu przedstawiono koncepcjęzasilania napięciem 6 kV zintegrowanej grupy maszynprzodkowych w warunkach górniczo-geologicznychKWK „Knurów”.Wprowadzenie koncentracji wydobycia można uzyskaćoprócz działań organizacyjno-technicznych tylkoprzez znaczny wzrost mocy ścianowych kombajnówbębnowych (powyżej 1000 kW), jak i pozostałych podstawowychmaszyn kompleksów ścianowych: przenośnikówścianowych, przenośników podścianowych, kruszarek,itd. Kluczowym staje się, więc problem zasilaniatych maszyn, zwłaszcza w warunkach istniejącychzagrożeń naturalnych, w tym zagrożenia metanowego,temperaturowego, wodnego i pożarowego.W związku z koniecznością prowadzenia eksploatacji,na co raz niższych głębokościach przy wzrastającymstopniu geotermicznym górotworu, gdzie temperaturapierwotna skał przekracza temperaturę 40 o C,eksploatacja staje się utrudniona, a w granicznych przypadkachniemożliwa. Temperatura powietrza w miejscachpracy w oddziale wydobywczym często przekracza28 o C, co zgodnie z wymaganiami obowiązujących przepisówgórniczych wymusza na Kierowniku Ruchu ZakładuGórniczego podjęcie decyzji o skróceniu czasupracy do 6 godzin lub uniemożliwia w ogóle pracę, gdytemperatura przekracza 33 o C.Podwyższona temperatura środowiska pracy ujemniewpływa nie tylko na bezpieczeństwo oraz wydajnośćpracujących załóg górniczych, ale również napodwyższenie awaryjności zainstalowanych maszyni urządzeń, a w szczególności tych, do których sterowaniaużyto elementów elektronicznych lub mikroprocesorowych.W aspekcie występowania naturalnych zagrożeńtemperaturowych niekorzystne staje się sytuowaniemaszyn i urządzeń elektrycznych o coraz większychmocach w wyrobisku przyścianowym, powodujące dodatkoweogrzewanie świeżego powietrza doprowadzonegodo ściany. Podczas pomiarów temperatur stwierdzono,w rejonie zestawionych w pociąg aparaturowyurządzeń zasilających kompleks ścianowy, podniesienietemperatury w wyrobisku od 2 do 3 o C.W związku z tym zachodzi konieczność zastosowaniarozwiązań technicznych pozwalających na odsunięcieurządzeń elektrycznych generujących ciepło (powodującychzwiększenie temperatury) poza rejony wentylacyjnedoprowadzające świeże powietrze do ściany.2. Kryteria wyboru wartości napięcia zasilaniamaszyn kompleksów ścianowychW polskim górnictwie węgla kamiennego zasadniczosystemy ścianowe zasilane są napięciem 1000 V12 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

sporadycznie napięciem 3300 V. Dokonując wyboruwartości napięcia zasilania maszyn ścianowego kompleksuwydobywczego, należy wziąć pod uwagę następującekryteria:−−−−−−zapewnienie prawidłowych warunków zasilania(zapewnienie prawidłowego rozruchu silników orazprawidłowego działania zabezpieczeń nadprądowychz wymaganym współczynnikiem czułości),warunki klimatyczne wyrobiska,moc zainstalowanych urządzeń,koszt przekładek transformatorów zasilającychkompleks ścianowy,koszty związane z zakupem i prowadzeniem kablioraz przewodów,wybieg ściany.Uwzględniając powyższe kryteria korzystnym jestpodwyższenie napięcia zasilania do 3300 V, a nawet6000 V. Zastosowanie podwyższonego napięcia dajewiele korzyści, z których najważniejsze to:−−−−−−−mniejsze wartości prądu pobieranego przez silnikw czasie rozruchu i pracy ustalonej,mniejsze wartości spadków napięcia,możliwość zastosowania kabli i przewodów oponowycho mniejszym przekroju żył,możliwość zwiększenia odległości pomiędzy stacjątransformatorową i maszynami kompleksu , aż dowyeliminowania transformatora z chodnika przyścianowego,zmniejszenie liczby transformatorów,zmniejszenie liczby przekładek transformatorów,zmniejszenie strat energii w sieci oddziałowej.3. Koncepcja ścianowego kompleksu wydobywczegodla KWK „Knurów”3.1. Parametry projektowanej ścianyProjektowana przez KWK „Knurów” ściana jest zlokalizowanapomiędzy głównym poziomem wydobywczym850 m, a projektowanym dopiero przekopem znajdującymsię na poziomie 1050 m. Schodzenie z eksploatacjąponiżej 850 m wiąże się z dalszym wzrostemtemperatury górotworu, co pogarsza i tak już trudnewarunki klimatyczne występujące na poziomie 850 m.Tabela 1Parametry nowo projektowanej ścianyParametryWartośćWysokość ściany3,6 mNachylenie pokładuPoprzeczne -8° do +2°Podłużne 10° do +30°Długość ściany250 mWybieg ściany1700 mGłębokość lokalizacji ścianymax 950 mWytrzymałość na ściskanie węgla10÷25 MPaMaksymalna wydajność teoretyczna kompleksuścianowego15000 t/d3.2. Dobór mocy podstawowych maszyn kompleksuDoboru mocy poszczególnych maszyn kompleksudokonano w oparciu o analizę (obliczenia) wykonanąprzez specjalistów CMG KOMAG przy współpracyz przedstawicielami KWK „Knurów” (tabela 2).Tabela 2Moce podstawowych maszyn ścianowego kompleksuwydobywczego dla KWK KnurówRodzaj urządzeniaMocKombajn ścianowy> 1000 kWPrzenośnik ścianowy2x200/400 kWPrzenośnik podścianowy2x200 kWKruszarka1x200 kWUrządzenia pomocnicze (pompy odwadniające,urządzenia klimatyczne, kotwiarki, 1000 kWwentylatory itp.)Sumaryczna moc~3400 kWZ przeprowadzonej analizy wynika również, że szerokośćtrasy przenośników: ścianowego i podścianowego,nie powinna być mniejsza niż 850 mm.W zakresie taśmowych przenośników odstawy, z analizywynika, iż szerokości taśmy przenośników odstawynie powinny być mniejsze od 1200 mm. Zastosowaniew kompleksie ścianowym maszyn i urządzeń o wyżejwymienionych mocach oraz szerokościach tras zapewniaosiągnięcie wydajności szczytowej kompleksuna poziomie 1500 ton/godz.4. Analiza wyboru wartości napięcia zasilaniaW celu uzyskania prawidłowych warunków zasilaniasilników elektrycznych należy zaprojektować siećoddziałową.Na rysunku 1 przedstawiono na przykładzie warunkówKWK „Knurów” możliwe skonfigurowanie kompleksuścianowego na napięcie 1 kV. W tym przypadkumożliwe jest, przy istniejącej sieci rozdzielczej zasilaniesilników o jednostkowej mocy maksymalnej 315 kW,co pozwala na skonfigurowanie kompleksu o maksymalnejmocy łącznej około 2800 kW (kombajn –750 kW, przenośnik ścianowy – 630 kW, przenośnikpodścianowy – 200 kW, kruszarka – 200 kW, orazpozostałe urządzenia pomocnicze w tym 3 stacjeklimatyczne – 1000 kW) wymaga to zastosowania 3-4transformatorów.Zasilanie kompleksu ścianowego o sumarycznejmocy 3400 kW i przy planowanych silnikach o mocy400 kW napięciem 1 kV w obecnych warunkach KWK„Knurów” jest technicznie niewykonalne, gdyż niemożna spełnić wymogów obowiązujących przepisówgórniczych.Dla kompleksów o mocach zainstalowanych powyżej3 MVA należy rozważać dwa poziomy napięćzasilania 3,3 kV i 6 kV.MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 13

14 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006Rys.1. Usytuowanie kompleksu ścianowego w projektowanej ścianie, zasilanego napięciem 1000 V

Zasilanie kompleksu o dobranych mocach urządzeń(tabela 2) jest już możliwe przy napięciu 3300 V.Dla projektowanej ściany w warunkach kopalni „Knurów”zwiększenie wydajności maszyn, a co za tymidzie zwiększenie mocy napędów przy jednoczesnymdążeniu do obniżenia temperatury w ścianie wymagaodsunięcia zasilających transformatorów na odległośćod ściany prawie o 2500 m. Przy obecnej mocy zwarciowejokoło 40 MVA „Rozdzielni Rejonu Wydobywczego”zasilającej rejon wydobywczy, zastosowanienapięcia 3300 V pozwoli jedynie odsunąć transformatoryna odległość 700 m od ściany (1100 m od silnikagórnego napędu przenośnika ścianowego) (rys. 2).Przy spełnieniu koniecznego warunku, jakim jestzwiększenie mocy zwarciowej rozdzielni zasilającejścianę do mocy około 90 MVA, możliwe jest wyprowadzenietransformatorów na odległość 2500 m, alepod warunkiem przebudowy kopalnianej sieci 6 kV, tj.:−−−zamiana 4 głównych transformatorów kopalni16 MVA/110/6 kV na 25 MVA/110/6 kV,przebudowa „Głównej Rozdzielni Powierzchniowej”– budowa III sekcji,przebudowa „Głównej Rozdzielni Dołowej” – budowaIII sekcji,− dobudowa 5 kabli w szybach o przekroju 185 mm 2i łącznej długości 8,75 km,−dobudowa 4 kabli między „Główną RozdzielniąDołową”, a „Rozdzielnią Rejonu Wydobywczego”o przekroju 150 mm 2 i długości sumarycznej14,4 km.Sumaryczny koszt przebudowy sieci 6 kV wyniósłby,co najmniej 16 mln zł, co z ekonomicznego punktuwidzenia jest nieuzasadnione. Wobec ograniczonychmożliwości finansowych przebudowy sieci 6 kV pozostajedo rozważenia koncepcja dalszego zwiększeniapoziomu napięcia nowo projektowanej ściany do wartości6 kV, przy którym to napięciu zostają spełnionewymagania przepisów i norm.Na rysunku 3 przedstawiono usytuowanie kompleksuścianowego, pozwalającego na odsunięcie transformatorao wymagane 2500 m.Zasilanie wydobywczego kompleksu ścianowegodużej mocy napięciem 6 kV charakteryzuje się następującymikorzyściami techniczno-ekonomicznymi:−−napięcie 6 kV jest napięciem dystrybucyjnym siecikopalnianej; kopalnia posiada, infrastrukturę elektroenergetycznąto znaczy: rozdzielnie, transformatory,kable i doświadczenie związane z tymnapięciem,w minionych latach koszty zakupu ognioszczelnejaparatury elektroenergetycznej dla maszyn na napięcie3,3 kV i 6 kV znacznie przewyższały kosztaparatury standardowej na napięcie 1 kV; postęptechniczny w ostatnich latach spowodował że cenyaparatury na napięcie 6 kV są porównywalne docen aparatury na napięcia niższe.MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 15−−−−−−−na poziomie napięcia 6 kV istnieje technicznamożliwość zasilania wysoko wydajnych maszyngórniczych o większych projektowanych mocachzainstalowanych np. kombajn węglowy o mocy powyżej1500 kW, przenośnik ścianowy o mocy powyżej2000 kW, co jest nieosiągalne przy napięciu1 kV czy 3,3 kV,możliwe jest zastosowanie 1 stacji transformatorowejdo zasilania całego kompleksu,przy zastosowaniu napięcia 6 kV mniejsze są przekrojezastosowanych kabli i przewodów, zmniejszasię ich liczba z minimum trzech do jednego kablana odcinku od stacji transformatorowej do aparaturyłączeniowej kompleksu,wymagania stawiane przez przepisy i normy urządzeniomzasilanym napięciem 6 kV pracującymw kompleksach wydobywczych (w warunkach zagrożeńskojarzonych) są identyczne jak dla napięcia3,3 kV,posiadane doświadczenia z eksploatacji elektrycznejaparatury budowy przeciwwybuchowej na napięcie6 kV wskazują, że aparatura ta będziemogła być eksploatowana nawet przez 20 lat,możliwe jest odsunięcie transformatora zasilającegoo około 2500 m od ściany poza rejon wyrobiskdoprowadzających świeże powietrze do ściany,w chodniku przyścianowym taśmowym ulega likwidacjikosztowna przekładka transformatorów zasilającychkompleks ścianowy.Analiza ekonomiczna zakupów wyposażenia elektrycznegokompleksu wydobywczego warunkach KWK„Knurów” wykazała, że:−−koszt wyposażenia elektrycznego kompleksu wydobywczegozasilanego napięciem 6 kV w warunkachKWK „Knurów” wynosi około 8500000 zł,koszt wyposażenia elektrycznego kompleksu wydobywczegozasilanego napięciem 3300 V w warunkachKWK „Knurów” wynosi około 8500000 złoraz dodatkowe koszty 16000000 zł wymagane doprzebudowy sieci 6 kV.Jak wynika z przeprowadzonej analizy, koszt zakupuaparatury elektrycznej dla analizowanych przypadkówjest porównywalny, jednakże przy odsunięciu stacjitransformatorowej (przy napięciu zasilania kompleksu3300 V) na odległość 2500 m trzeba ponieśćdodatkowo koszty przebudowy sieci 6 kV, co ekonomiczniejest nie uzasadnione.5. PodsumowanieZasilanie zintegrowanej grupy maszyn przodkowychdla warunków górniczo-geologicznych analizowanopod kątem właściwego doboru napięcia zasilającegoprzy założeniu:−ograniczenia wpływu urządzeń elektrycznych natemperaturę w ścianie,

16 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006Rys.2. Usytuowanie kompleksu ścianowego w projektowanej ścianie, zasilanego napięciem 3,3 kV

MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 17Rys.3. Usytuowanie kompleksu ścianowego w projektowanej ścianie, zasilanego napięciem 6 kV

−−−zmniejszenie liczby transformatorów zasilających,zmniejszenie kosztów związanych z prowadzeniemkabli i przewodów,zmniejszenie kosztów przekładek transformatorówzasilających kompleks.Spełnienie wymienionych założeń jest możliwew przypadku wycofania transformatorów zasilającychz chodnika przyścianowego.Na odległość usytuowania transformatorów mawpływ:−−−sieć zasilająca od rozdzielni na powierzchni dorozdzielni oddziałowej,moc zainstalowana maszyn kompleksu,poziom napięcia zasilania.Możliwości modernizacji sieci zasilającej są ograni-czone ekonomicznie. Moc zainstalowana wynika z za-łożonych parametrów wydajności, stąd jedynym możli-wym do realizacji jest wybór odpowiedniego napięciazasilania kompleksu.Wykonanie obliczenia dla napięcia 6 kV pozwalająna odsunięcie transformatora poza wybieg ściany iprowadzenie jednego kabla do aparatury zasilającejposzczególne maszyny kompleksu ścianowego.6. Wnioski1. Wobec tendencji światowych do zwiększenia koncentracjiwydobycia ze ściany, a co się z tymwiąże, zwiększania mocy zainstalowanych maszynkompleksu oraz pogarszającymi się warunkamiklimatycznymi związanymi z coraz większymi głębokościamieksploatowanych pokładów, docelowymnapięciem zasilania maszyn będzie 6 kV,które zapewnia prawidłowy rozruch silników i prawidłowedziałanie zabezpieczeń nadprądowychz wymaganym współczynnikiem czułości.2. Zastosowanie napięcia 6 kV umożliwia znaczneoddalenie transformatorów zasilających od ścianyi zmniejszenie kosztów przekładek.3. Koszt wyposażenia elektrycznego na napięcie6 kV porównywalny jest z kosztami wyposażeniana napięcie 3,3 kV.4. Zastosowanie napięcia 6 kV do zasilania maszynkompleksu zapewnia taki sam stopień bezpieczeństwajak dla napięcia zasilania 3,3 kV.5. Wprowadzenie napięcia 6 kV do zasilania kompleksówścianowych daje lepsze efekty ekonomicznei jest rozwiązaniem technicznym optymalnymz uwagi, że napięcie 6 kV jest napięciemdystrybucyjnym.Artykuł wpłynął do redakcji w grudniu 2006 r.Recenzent: prof.dr inż. Włodzimierz Sikora18 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Prof.dr hab.inż. Antoni KALUKIEWICZDr inż. Piotr GOSPODARCZYKDr inż. Krzysztof KOTWICAMgr inż. Dawid ŁAPAAkademia Górniczo-HutniczaNoże koronowe – narzędzia nowej generacji do urabiania skał zwięzłychS t r e s z c z e n i eUrabianie mechaniczne w górnictwie podziemnym jestobecnie najczęściej stosowanym sposobem, zarównopozyskiwania urobku, jak i drążenia wyrobisk udostępniającychi przygotowawczych. Polega ono na bezpośrednimoddziaływaniu narzędziem urabiającym w postaciudaru, nacisku statycznego lub skrawania na caliznęskalną. Dostarczona w ten sposób energia zostajewykorzystana na pokonanie wewnętrznych siłspójności skały. Najbardziej rozpowszechnione jesturabianie skał przez skrawanie, które realizuje się narzędziamiskrawającymi. Najczęściej do skrawania skałzwięzłych wykorzystuje się noże styczno-obrotowe.S u m m a r yMechanical cutting in the underground mining industryis at present the most popular mining method for coalwinning and for driving the opening roadways anddevelopment roadways. The method consists in directimpact or static pressing of cutting tool on a solid rock.Energy delivered in such a way is used to overcomeinternal rock cohesive forces. Rock cutting is mostpopular winning method, which is realized using cuttingtools. Tangential-and-rotational bits are used mostfrequently to cut compact rocks.1. WstępUrabianie mechaniczne w górnictwie podziemnymjest obecnie najczęściej stosowanym sposobem,zarówno pozyskiwania urobku, jak i drążenia wyrobiskudostępniających i przygotowawczych. Polega ono nabezpośrednim oddziaływaniu narzędziem urabiającymw postaci udaru, nacisku statycznego lub skrawania nacaliznę skalną. Dostarczona w ten sposób energiazostaje wykorzystana na pokonanie wewnętrznych siłspójności skały. Najbardziej rozpowszechnione jesturabianie skał przez skrawanie, które realizuje sięnarzędziami skrawającymi. Najczęściej do skrawaniaskał zwięzłych wykorzystuje się noże styczno-obrotowe.Przykładowe rozwiązanie takiego noża przedstawionona rysunku 1a [1, 2].Pomimo różnorodnych własności skał oraz dużejliczby czynników decydujących o efektywności procesuskrawania, modyfikacja narzędzi urabiających, głównienoży styczno-obrotowych sprowadza się do doboru odpowiedniegotypu i wymiarów węglika. Najczęściejzmianie ulega kształt słupka, jego średnica lub zawartośćwolframu. Intensywność zużywania się ostrzy jestściśle skorelowana z wytrzymałością na jednoosioweściskanie oraz ściernością skały, o której decydujegłównie zawartość twardych minerałów, w szczególnościkwarcu.Nóż styczno-obrotowy prawidłowo skrawający skałępowinien obracać się wokół własnej osi centralnej,dzięki czemu powoli i równomiernie zużywa się jegoostrze. Natomiast w skałach trudno urabialnych naskutek działania dużo większych oporów nóż w wieluprzypadkach przestaje się obracać i ulega szybkiemu,niesymetrycznemu zużyciu. Dlatego w KatedrzeMaszyn Górniczych Przeróbczych i Transportowych,Akademii Górniczo-Hutniczej w Krakowie od wielu latposzukuje się innych rozwiązań narzędzi, które pozwoliłybyw sposób efektywny urabiać skały zwięzłeo wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie powyżej100 MPa. Jednym z opracowanych rozwiązań jestprojekt tzw. noża koronowego, który ma taką samączęść chwytową jak nóż styczno-obrotowy, natomiastróżni się rozwiązaniem części urabiającej (główki). Porównanienowego rozwiązania noża koronowego zestandardowym nożem styczno-obrotowym przedstawionona rysunku 1.Rys.1. Porównanie standardowego noża styczno-obrotowegooraz noża specjalnego koronowego: a) noża styczno-obrotowegoRM8, b) noża koronowego [5]MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 19

Przeprowadzona symulacja komputerowa wykazała,że istnieje możliwość aplikacji nowego rozwiązanianoża koronowego na organach urabiającychkombajnów chodnikowych typu AM-50 [1, 2, 3, 4].2. Zalety noża koronowegoWraz ze zmianą parametrów utrudniających skrawanieskał zwięzłych, w powszechnie stosowanych nożachstyczno-obrotowych występuje wzrost oporów powodującychich nierównomierne i szybkie zużycie. W ogólnymprzypadku w celu wykonania skrawu do noża należyprzyłożyć siłę większą od siły oporu stawianego przezskałę. Siłę tę można rozłożyć na trzy składowe Ps – siłastyczna zgodna z kierunkiem skrawu P d – siła dociskuprostopadła do dna bruzdy P b – siła boczna prostopadłado poprzednich sil wypadkowa siła boczna jest odpowiedzialnaw dużej mierze za obrót noża w uchwycie. Nożekoronowe w proponowanym rozwiązaniu konstrukcyjnympowinny obracać się znacznie łatwiej niż noże stycznoobrotowe,ponieważ siła boczna działa na dłuższym ramieniu,co generuje większą wartość momentu obrotowego.Schematycznie przedstawiono to na rysunku 2 [1,2, 3, 4].Rys.2. Schemat przedstawiającyramię działaniasiły generującejobrót narzędziaDodatkową zaletą tych nożyjest znacznie mniejsza średnicawęglika, która powodujezmniejszenie powierzchni kontaktuostrza z calizną. Ponadtomożliwe jest wygenerowanie,przy tej samej sile przyłożonejdo narzędzia znacznie większychnaprężeń w strefie kontaktuostrze-skała. Taki sposóburabiania powinien sprzyjaćlepszemu odłupywaniu odłamkówskały, co w konsekwencjipozwoli na uzyskanie w miaręjednorodnego urobku o drobnejgranulacji. Może to byćszczególnie przydatne w kopalniachrud metali nieżelaznych,ponieważ urobek niewymaga kruszenia w celu dalszejobróbki. Duża liczba węglikówpowinna również zna-cząco wpłynąć na charakter pracy noża. Ostrza powinnysię sukcesywnie wymieniać podczas urabiania,dzięki czemu zapewnią lepsze niż przy nożach styczno-obrotowychodprowadzanie ciepła, co w konsekwencjizapewni większą ich trwałość. Wymienionepowyżej zalety noży koronowych powinny się przełożyćna znacznie wolniejsze ich zużycie w porównaniuz nożami styczno-obrotowymi.W celu doświadczalnego zweryfikowania powyższychrozważań zaproponowano przeprowadzenie badańporównawczych wybranego rozwiązania konstrukcyjnegonoża koronowego z jednym z używanychw przemyśle górniczym noży styczno-obrotowych.3. Przebieg i uzyskane wyniki badańBadania porównawcze urabiania próbki skalnej wybranymrozwiązaniem noża koronowego oraz nożastyczno-obrotowego wykonano na unikatowym w skalikraju stanowisku do badania pojedynczych narzędziurabiających znajdującym się w Katedrze MGPiT.Widok tego stanowiska przedstawiono na rysunku 3.Rys.3. Widok stanowiska do badania pojedynczych narzędziurabiającychStanowisko to, skonstruowane w formie tokarki karuzelowej,pozwala na urabianie próbki skalnej, wykonanejw formie płaskiej lub pierścieniowej, na jej czołowej powierzchnilub pobocznicy. Stanowisko wykonane jestz ramy, po której pionowo przemieszcza się trawersa (b)i przemieszczającego się równolegle do osi trawersysuportu (c). W osi ramy umieszczony jest stół obrotowy(a), na którym mocowana jest urabiana próbka skalna.Konstrukcja stanowiska umożliwia nastawianie wartościprędkości przemieszczania się trawersy i suportu orazprędkości obrotowej stołu.W przypadku urabiania narzędziami skrawającymi,narzędzia te mocowane są w specjalnym uchwycieumieszczonym w głowicy pomiarowej na suporcie.Uchwyt ten pozwala na zmianę wartości kąta bocznego20 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

wychylenia narzędzia. Natomiast głowica pomiarowa wyposażonaw czujniki tensometryczne, pozwala na pomiari ciągłą rejestrację składowych sił skrawania – stycznej P sdocisku P d i bocznej P b . Dla każdego z pomiarówustawiano:−−−wartości prędkości skrawania v s jako funkcjęprędkości kątowej stołu oraz aktualnej odległościostrza od osi promienia próbki,głębokość skrawania g s bezpośrednio za pomocąprzemieszczającego się suportu,podziałkę skrawania t s jako funkcję prędkości skrawaniaoraz prędkości przemieszczania się trawersy.Do badań wybrano nóż styczno-obrotowy RM8-22/53 firmy Boart Longyear o średnicy węglika 22 mmoraz nóż koronowy, wykonany we współpracy z firmąGonar. Wybrany nóż koronowy wyposażony był w 8słupków z węglików balistycznych o średnicy 8 mm,wysuniętych na wysokość 6 mm ponad powierzchniękorpusu, rozmieszczonych na korpusie na okręguo średnicy 40 mm. Wybrane do badań narzędziaprzedstawiono na rysunku 4.Rys.4. Widok narzędzi wytypowanych do badań porównawczych:a) nóż styczno-obrotowy RM8-22/53, b) nóż koronowyBadania urabiania przeprowadzono na próbce pierścieniowejwykonanej ze specjalnej mieszanki betonowejz domieszką gryzu bazaltowego o gwarantowanejwytrzymałości na jednoosiowe ściskanie wynoszącejR c = 120 MPa. Próby wykonano przy identycznychparametrach skrawania, tj. prędkość skrawania v s= 1,5 m/s, podziałka skrawania t s = 15 mm, kątbocznego wychylenia δ = 9 o i głębokość skrawania g s =7,5 mm. Widok wybranych do prób narzędzi podczasurabiania próbki skalnej pokazano na rysunku 5.Porównując proces urabiania dla poszczególnychnarzędzi można zaobserwować, że podczas urabianianożem styczno-obrotowym generowane jest znaczniewięcej urobku o frakcji pyłu, (rys. 5b). Ponadto pyłotacza narzędzie styczno-obrotowe ze wszystkichstron, podczas gdy dla noża koronowego ma ontendencję do opadania w dół (rys. 5a).Porównując urobek otrzymany podczas urabianiaobydwoma narzędziami można zauważyć, że jegogranulacja dla noża koronowego jest w miarę jednorodnai drobna, o uziarnieniu pomiędzy 5 a 10 mm(rys. 6a), natomiast dla noża styczno-obrotowegouziarnienie urobku jest zróżnicowane, z dużym udziałemfrakcji pylistej o uziarnieniu poniżej 5 mm (rys. 6b).Podczas pierwszej próby urabiania nożem stycznoobrotowym,przy wartości kąta bocznego wychyleniaδ = 9 ο , nie zaobserwowano najmniejszych tendencjitego noża do obracania w uchwycie. W efekcie doprowadziłoto do bardzo szybkiego, katastroficznegozużycia tego noża już po urobieniu próbki na drodzeokoło 35 m. W końcowej fazie nóż ten urabiał jedynieniewielką warstwę wierzchnią na głębokość nie przekraczającą2 mm. Ze względu na stopień zużyciaostrza nie można było go dostatecznie zagłębić w powierzchniępróbki. Na rysunku 7a strzałką zaznaczonomiejsce na powierzchni próbki, w którym nóż na skutekzużycia radykalnie zmniejszył głębokość skrawania.Natomiast na rysunku 7b pokazano drobny urobekzmieszany z drobinami metalu pochodzących ze zużytegonoża styczno-obrotowego.Rys.5. Widok badanych noży podczas prób urabiania: a) nóż koronowy b) nóż styczno-obrotowyMASZYNY GÓRNICZE 4/2006 21

Rys.6. Porównanie urobku uzyskanego po skrawaniu: a) nożem koronowym, b) nożem styczno-obrotowymRys.7. Widok próbki skalnej po urobieniu nożem styczno-obrotowym RM8-V22: a) widok miejsca, w którym nóż na skutekzużycia zmniejszył głębokość skrawania, b) widok drobnego urobku zmieszanego z drobinami metalu, pochodzących zezużytego noża styczno-obrotowegoRys.8. Widok noży po przeprowadzonych próbach urabiania: a) nóż styczno-obrotowy po urobieniupróbki na drodze około 35 m, b) nóż koronowy po urobieniu próbki na drodze ponad 650 m22 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Natomiast nóż koronowy dla tych samych parametrówurabiania wykazywał nieregularne obroty w liczbieod 0,75 do 1,5 obrotu na minutę. Jednak po zakończeniuurabiania na całej wysokości próbki nie zaobserwowanowiększego zużycia ostrzy noża a jedyniewytarcia i zarysowania na korpusie główki noża, pomiędzysłupkami z węglików. Wykonano tym nożemjeszcze kilka skrawów na całej wysokości próbki, przyróżnych wartościach kąta bocznego wychylenia odδ = 3° do δ = 24°. Przy większych wartościach tego kątazaobserwowano zwiększenie liczby obrotów narzędziaw uchwycie do kilkudziesięciu na minutę. W sumie nóżkoronowy wykonał 8 pełnych skrawów na sumarycznejdrodze urabiania wynoszącej ponad 650 m. Widokobydwu narzędzi po przeprowadzonych próbach urabianiapokazano na rysunku 8.Obserwując część skrawającą noża koronowego,największe ubytki na korpusie narzędzia pomiędzysłupkami z węglika spiekanego, zaobserwowano popierwszym skrawie. W kolejnych wycieranie korpusunastępowało już zdecydowanie wolniej, a podczasostatnich prób nie zauważono prawie tego zjawiska.Aby temu zapobiec w dalszej części badań, stwierdzono,że w następnych egzemplarzach noży należywykonać korektę kształtu korpusu pomiędzy słupkamiz węglika spiekanego, tak jak pokazano to na rysunku 9lub zastosować słupki z węglika spiekanego wystającena większą wysokość powyżej powierzchni korpusu.Rys.10. Wykres przebiegu sił skrawania w czasie dla nożastyczno-obrotowego: podziałka skrawania t s = 15 mm, kątbocznego wychylenia δ = 9 ο , głębokość skrawania g s =7,5 mmRys.11. Wykres przebiegu sił skrawania w czasie dla nożakoronowego: podziałka skrawania t s = 15 mm, kąt bocznegowychylenia δ = 9 ο , głębokość skrawania g s = 7,5 mmWartości średnie sił składowych działających na badanenożeTabela 1Rodzaj nożaNóż stycznoobrotowyWartość średnia siły składowej [kN]Styczna P s Docisku P d Boczna P b4,95 10,61 3,08Nóż koronowy 5,72 6,66 2,33Rys.9. Zmodyfikowana budowa noża koronowegoJak już wcześniej przedstawiono, specjalna głowicapomiarowa umożliwiała pomiar składowych sił działającychna narzędzie podczas urabiania. Dla obydwunoży, dla pracy ustalonej, po ustabilizowaniu się procesuskrawania, wykonano pomiar wartości tych sił.Dla tych samych parametrów urabiania, wykresyprzedstawiające wartości sił składowych pokazano narysunkach 10 i 11, a wartości średnie tych sił w tabeli1.Na wykresie przebiegu sił na rysunku 10, który dotyczynoża styczno-obrotowego można zaobserwowaćwzrost wartości siły docisku. Obrazuje to linia trendu.Wzrost wartości tej siły jest spowodowany zwiększonymzużyciem ostrza noża i wzrostem powierzchnikontaktu ostrza ze skałą. Porównując wartości poszczególnychsił składowych można zauważyć, że wartościsił stycznych są porównywalne, z tym że w przypadkunoża koronowego można zaobserwować zdecydowaniewiększą zmienność wartości tej siły.W przypadku natomiast sił docisku i bocznej zdecydowaniewiększe wartości zostały zarejestrowane w przypadkunoża styczno-obrotowego. Jest to spowodowaneznacznie mniejszą powierzchnią kontaktu słupkanoża koronowego z powierzchnią urabianej skały.Pomimo tego, że na nóż ten działała większa średniaMASZYNY GÓRNICZE 4/2006 23

wartość siły bocznej, nie zaobserwowano jakichkolwiekobrotów noża podczas skrawania próbki tym nożem.Natomiast nóż koronowy, podczas urabiania przytych samych parametrach, wykonywał około 1,5 obr./min, co wystarczyło do znacznie wolniejszego zużywaniasię ostrzy noża. Ponieważ na nóż koronowy działałamniejsza wartość siły bocznej niż na nóż stycznoobrotowy,można wnioskować, że rozmieszczenie węglikówna pewnym okręgu względem osi noża, pozwalana wygenerowanie znacznie większej wartościmomentu obrotowego wymuszającego obrót noża.4. Uwagi końcoweWyniki przeprowadzonych badań potwierdzająw pełni zalety nowych narzędzi. Nóż koronowy po zakończeniuprób urabiania (sumaryczna droga skrawaniaponad 650 m) wykazywał bardzo niewielkie ślady zużyciaw porównaniu do noża styczno-obrotowego, którypraktycznie uległ zniszczeniu już po krótkim okresiepracy (droga skrawania około 35 m). Można to tłumaczyćmniejszymi wartościami sił docisku działającymi napojedyncze słupki z węglika spiekanego, co w konsekwencjipowoduje mniejsze tarcie. W porównaniu donoża styczno-obrotowego, nóż koronowy nawet przyniewielkim kącie bocznego wychylenia (3 do 9°) obracałsię od jednego do kilku obrotów na minutę. Natomiastprzy większych wartościach tego kąta obserwowanowzrost liczby obrotów nawet do kilkudziesięciu na minutę.Wpływ na to ma na pewno większa wartość ramieniadziałania siły bocznej a tym samym większa wartośćmomentu obrotowego, który może zapobiegać klinowaniusię noża w jednym położeniu. Jednocześnie obrótzapewnia wymienność pracy poszczególnych słupków.Dodatkową zaletą noży koronowych jest generowaniepodczas urabiania mniejszego zapylenia oraz uzyskiwanierównomiernego, drobnego urobku o uziarnieniupomiędzy 5 a 10 mm.Na podstawie przeprowadzonych prób można wnioskować,że nóż koronowy może skutecznie pracowaćpodczas urabiania trudno urabialnych skał o wytrzymałościna jednoosiowe ściskanie przewyższającej100 MPa. Dlatego podjęte zostały w KMGPiT AGHdalsze badania noży koronowych, w celu lepszegopoznania procesu urabiania tymi narzędziami orazdoboru najkorzystniejszych parametrów konstrukcyjnychtych narzędzi i parametrów skrawania skał trudnourabialnych. W efekcie końcowym przewiduje sięopracowanie konstrukcji noża koronowego oraz metodyurabiania, która być może stanie się alternatywądla stosowanej w kopalniach rud metali tradycyjnejmetody urabiania z wykorzystaniem materiałów wybuchowych.Literatura1. Kotwica K., Gospodarczyk P.: Zastosowanie nożyspecjalnych koronowych do urabiania skał zwięzłych.Eksploatacja i Niezawodność nr 5/2001,Warszawa, 2001.2. Kotwica K., Gospodarczyk P.: Możliwości zastosowanianoży specjalnych koronowych do zbrojeniaorganów urabiających kombajnów chodnikowych.III Międzynarodowa Konferencja TechnikiUrabiania TUR 2003, Kraków-Krynica, 2003.3. Kotwica K., Gospodarczyk P.: Hard Rock Miningwith use of New Cutting Tools. Journal of MiningSciences. Vol. 39, No. 4 2003.4. Kotwica K., Gospodarczyk P.: Neue Lösungen derWerkzeuge für Gewinnung von Hartgestein inTunnelarbeiten. Kolloquium Schacht, Strecke undTunnel 2005.Freiberg, Niemcy, 14-15 April 2005.5. Kotwica K., Gospodarczyk P.: Nowoczesne rozwiązaniagłowic urabiających dla kombajnów chodnikowych.Sympozjum „Kombajny chodnikowe“,Komitet Górnictwa PAN, Sekcja MechanizacjiGórnictwa, ZNPW Remag Katowice, wrzesień2006.Artykuł wpłynął do redakcji w grudniu 2006 r.Recenzent: prof.dr hab.inż. Adam Klich24 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Dr inż. Andrzej DRWIĘGAMgr inż. Krzysztof KULESZAMgr inż. Arkadiusz SOBOLEWSKICentrum Mechanizacji Górnictwa KOMAGDoskonalenie funkcjonalności spalinowych środków transportu kopalnianegoS t r e s z c z e n i eW artykule opisano nowoczesne rozwiązania spalinowychurządzeń transportowych. Podczas realizacjiprac projektowych zastosowano szereg nowatorskichrozwiązań pozwalających na zwiększenie efektywnościi bezpieczeństwa transportu. Współpraca RFMRYFAMA i FMG PIOMA zaowocowała trzema nowymirozwiązaniami, które przedstawiono w niniejszymartykule.S u m m a r yState-of-the-art mine transportation diesel machineswere described in the paper. Series of noveltysolutions, which enable to increase transportationefficiency and safety, were used in realization of theproject. Collaboration of RFM RYFAMA and FMGPIOMA resulted in development of three solutions,which were presented in the paper.1. WstępZ myślą o potrzebie wzrostu efektywności transportudołowego w CMG KOMAG podjęto prace rozwojowezmierzające do podniesienia efektywności spalinowychurządzeń transportowych. W ich wyniku, wewspółpracy z RFM RYFAMA oraz FMG PIOMA opracowanow ostatnim czasie trzy nowe rozwiązania, któreprezentowane są w niniejszym artykule. Są to:−−−kolej spągowa o podwójnym systemie napędowymSKZ-81,kolej spągowa PIOMA-VACAT o cierno-zębatymsystemie napędu,lokomotywa dołowa LDS-80.Należy zaznaczyć, że kolej SKZ-81 jest rozwiązaniemw całości prototypowym, natomiast w dwupozostałych rozwiązaniach zastosowano sprawdzonyw kolejce podwieszanej, agregat spalinowo-hydraulicznyprodukcji FMG PIOMA.2. Spalinowa kolej spągowa SKZ-81Podstawowymi założeniami do opracowania koleiSKZ-81 było zastosowanie:−−−podwójnego systemu napędowego-zębatkowegodla nachyleń do 30°, w oparciu o pionową centralnązębatkę, oraz napęd klasyczny, na koła, dla nachyleńdo 4°,trasy jezdnej wykonanej w oparciu o szyny, przyczym dla napędu zębatkowego tor szynowy będziewyposażany w dodatkową listwę zębatą układanąw osi tego toru,systemu hamowania na nachyleniach w oparciuo zębatkę ułożoną w osi toru szynowego.Podwójny system napędu rozwiązano w ten sposób,że zespół silnika spalinowego oraz zespół pompowyjest wspólny dla obu układów wykonawczych, tojest układu napędu zębatkowego i układu napęduszynowego. W układzie napędu zębatkowego, któryzostał usytuowany pomiędzy dwoma zestawami kołowymi,zastosowano przekładnię planetarną wraz z hydraulicznymsilnikiem szybkoobrotowym. Przekładniete są oferowane w kilku wykonaniach wielkości przełożenia,stąd możliwość indywidualnego doboru wielkościprzełożenia przekładni dla indywidualnego klienta.W układzie napędu szynowego zastosowano dwiemniejsze przekładnie, z których każda napędza pojednym zestawie kołowym, znajdującym się w jednymz dwu wózków skrętnych, stanowiących część wozunapędowego ciągnika.Biorąc pod uwagę przewidywane łuki torowiskaw płaszczyźnie poziomej R = 4 m, oraz pionowejR = 15 m, wprowadzono rozwiązania, które uniezależniałypołożenie zębatkowego zespołu napędowegowzględem zestawów kół szynowych. Przy przyjętymrozstawie osi kół napędu szynowego l = 1950 mm, nałuku wklęsłym lub wypukłym oś koła napędowegoumieszczonego pomiędzy nimi zmienia odległość odszyn w zakresie +35 do –35 mm. Z kolei na łukachpoziomych koło napędu zębatkowego „schodzi” z ositoru przybliżając się do szyny wewnętrznej.Zastosowano, ruchome w płaszczyźnie pionowej,koło napędu zębatkowego (rys. 1) przemieszczającegosię w pionowych prowadnicach, na specjalnych rolkachtocznych.

Rys.1. Zasada pracy ruchomego koła napędowego systemu zębatkowegoUzyskano w ten sposób jeden stopień swobody koław stosunku do bryły ciągnika w kierunku pionowym,co umożliwia jego dostosowywanie się do zmiennegopołożenia zębatki w płaszczyźnie pionowej. Zestawykołowe umieszczono w dwu wózkach skrętnych, którychprzeguby rozmieszczono w taki sposób, aby zespółzębatkowy będący pomiędzy nimi w stopniu jaknajmniejszym oddalał się od osi toru, podczas pokonywaniazakrętów w płaszczyźnie poziomej.Ciągnik kolei SKZ-81 może poruszać się po torowiskupoziomym jak zwykła lokomotywa, w związkuz czym przewidziano możliwość unoszenia w górę zespołujazdy zębatkowej, co zapobiega kolizji tegozespołu na rozjazdach torów.Dotychczasowe rozwiązania kolejek spągowychwymagają stosowania specjalnej trasy, wykonywanejz ceowników (zwykle o wielkości 180), które umożliwiająwspółpracę z podchwytami rolkowymi, zabezpieczającymiciągnik i platformy transportowe na nachyleniach.W przypadku omawianego rozwiązania, wobecprzyjętego założenia o możliwości jazdy na zwykłychszynach, rodzaj toru został z góry zadeklarowany. Nanachyleniach tor jest dodatkowo wyposażany w listwęzębatą, która posiada po bokach dodatkowe występy,po których toczy się koło napędu sworzniowego, dziękiczemu sworznie tego koła współpracują z zębamizębatki zawsze na określonej wysokości. Występy testanowią podparcie od dołu dla specjalnych tocznychRys.2. Położenie podchwytów na trasie zębatkowej i zwykłej26 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

podchwytów zabezpieczających ciągnik podczas jazdyna nachyleniach. Podchwyty są zlokalizowane w wózkachhamulcowych pod kabinami operatorów.System hamowania kolejki na trasie nachylonejrównież wymagał opracowania nowego rozwiązania.Konwencjonalna szyna nie może być wykorzystana dowspółdziałania z zaciskiem hamulcowym, z uwagi nawystające elementy na połączeniach szyn. Działaniehamulca oparto o współpracę z listwą zębatkową. Dwazespoły hamulcowe są zabudowane pod kabinamioperatorów. W czasie normalnej pracy kolejki hamulcesą hydraulicznie odhamowane, wobec czego koła sworznioweukładów hamulcowych swobodnie mogą sięobracać. Zahamowanie hamulców powoduje przekazaniemomentu hamowania na koło sworzniowei w efekcie zatrzymanie kolejki. Hamulce są tak dobrane,aby moment hamowania zapewniał zatrzymaniekolejki, wraz z ładunkiem, na największym nachyleniu.W czasie jazdy bez udziału zębatki hamulce nie działająponieważ koła sworzniowe nie mają kontaktuz zębatką. W związku z tym na osiach zestawów kołowychnapędowych do jazdy na odcinkach poziomychsą zabudowane hamulce wielotarczowe. Ich zadzia-łanie następuje po przekroczeniu maksymalnej prędkościjazdy 5 m/s.W zakresie trasy jezdnej również wprowadzonokilka nowatorskich rozwiązań, wśród których należywymienić gniazdowy system łączenia odcinków zębatek,pozwalający na zachowanie właściwej podziałkizębów na łączeniach, jak również na ograniczenieelementów złącznych.3. Lokomotywa dołowa spalinowa PIOMALDS-80Podstawą opracowania były podstawowe wady dotychczasstosowanych rozwiązań. Wady dotychczasowychrozwiązań to zmiany charakteru sprzężenia ciernegona zakrętach i tak zwane „zachodzenie” maszynyna zakrętach o stosunkowo małym promieniu. Niewielkadopuszczalna prędkość jazdy w podziemiachkopalń i małe promienie zakrętów znacząco separujązagadnienia efektywności lokomotyw stosowanychw kolejnictwie na powierzchni od lokomotyw dołowych.Tymczasem rozwiązania te, są do siebie zbliżone koncepcyjnie.Jedynie mały rozstaw osi kół napędowychRys.3. Wózek napędowy lokomotywy1 – rama nośna, 2 – przegub, 3 – przekładnia dwudrożna, 4 – silnik hydrauliczny, 5 – hamulec wielopłytkowy,6 – tuleje zamocowania przekładniRys.4. Lokomotywa LDS-80MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 27

świadczy o tym, że lokomotywa ma pokonywać łuki omałych promieniach, co powoduje zawsze zmianęcharakteru sprzężenia ciernego koła na poślizgowy.Duża część możliwej do uzyskania siły pociągowejwynikającej z mocy silnika i masy użytecznej lokomotywynie może być zatem wykorzystana.Maksymalne wykorzystanie masy lokomotywy i mocysilnika było celem opracowania nowej konstrukcji.Aby zapobiec poślizgom kół należało je mechanicznieodseparować. Zastosowanie hydrostatycznego systemuprzeniesienia napędu umożliwia dopasowywanie sięchłonności silników hydraulicznych, zasilanych z tegosamego źródła (to jest agregatu spalinowo-hydraulicznego),do zróżnicowanych prędkości toczenia się kółpo szynie wewnętrznej, jak i zewnętrznej na zakręcie.Tworzy się zatem hydrauliczny mechanizm różnicowy.Konstrukcję lokomotywy oparto na dwu wózkachnapędowych, na których wspiera się na specjalnychprzegubach agregat spalinowo-hydrauliczny.Konstrukcja lokomotywy jest trójbryłowa. Dwie symetrycznebryły względem osi poprzecznej maszyny,stanowią wózki napędowe wraz ze zintegrowanymiz nimi kabinami operatorów i podatnymi gniazdamiobrotnicowymi, a trzecią bryłę stanowią sanie wrazz agregatem spalinowo-hydraulicznym. Istotą rozwiązaniajest wózek napędowy składający się z ramyspinającej dwie przekładnie napędowe, których każdanapędza dwa koła jezdne przypisane tej samej szynie.Silniki hydrauliczne obu przekładni rozdają momentnapędowy na dwa kierunki, to jest na dwa koła.W lokomotywie mają zastosowanie cztery identyczneprzekładnie, po dwie w każdym z wózków. Przekładniesą osadzone w wózkach wahliwie, za pomocą dwustronnychtulei łożyskowanych w konstrukcji wózka.Taki sposób osadzenia przekładni w obu wózkach zapewniarównomierny rozkład nacisków poszczególnychkół na szynę i efektywne wykorzystanie siły nacisku.Podobną efektywność wykorzystania siły naciskumożna osiągnąć jedynie metodą złożonego mecha-nicznie systemu resorowania, oraz mechanizmu różnicowego,który znacząco wpłynąłby na koszt wytworzenialokomotywy.Rolę hamulca postojowego pełnią sterowane hydrauliczniehamulce wielopłytkowe zintegrowane z przekładniami– po jednym na każdej przekładni. Dziękitemu, że hamulce praktycznie nie służą do spowalnianiajazdy, przewiduje się ich długą trwałość i niezawodność.Są one automatycznie aktywowane, gdy dźwigniamanipulatora znajdzie się w położeniu zerowym,lub po przekroczeniu prędkości jazdy 4,8 m/s.Dla zapewnienia komfortu obsługi lokomotywy kabinysą posadowione na elastycznych podparciach,ograniczających przenoszenie drgań od układu napędowego.Specjalnie sprzęgi przebiegają w tunelach pod kabinamii są zamocowane bezpośrednio do wózków napędowych.Tunele pozwalają na znaczne skręcanietych sprzęgów w płaszczyźnie poziomej, co dodatkowosprzyja efektywnemu wykorzystaniu siły pociągoweji redukcji siły wykolejającej maszynę na zakrętach.−−−Główne zalety lokomotywy to:doskonałe wpisywanie się w łuki torowiska,ograniczenie zjawiska „zachodzenia” dzięki budowietrójbryłowej,doskonałe wykorzystanie siły pociągowej.4. Spalinowa kolej spągowa PIOMA-VACATJednym z podstawowych założeń konstrukcyjnychkolei spągowej PIOMA-VACAT było zastosowanie ciernegooraz kształtowego systemu przeniesienia napędu,w zależności od zapotrzebowania na siłę pociągową.Konstrukcję ciągnika kolejki, podobnie jakw przypadku dwu jednakowych wózków napędowychw lokomotywie LDS-80, oparto o powtarzalne czterymoduły jezdno-napędowe, na których rozmieszczonokabiny i agregat spalinowo-hydrauliczny.Rys.5. Kolej PIOMA-VACAT28 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Moduły są przystosowane do poruszania się natrasie ceownikowej, a napęd jest przenoszony poprzezcentralnie umieszczoną w trasie pionową listwę cierną,lub poziomą dwustronną listwę zębatą. Agregat spalinowo-hydraulicznyjest podparty za pomocą specjalnych,podatnych przegubów na dwu środkowych modułach.Przegub, na jednym z modułów, ma możliwośćwzdłużnego przesuwania się w celu kompensacjizmian odległości płaszczyzn podparcia, podczas przemieszczaniasię modułów na łukach trasy. Na dwu pozostałychmodułach są zabudowane kabiny operatora.Konstrukcję modułu opracowano w wyniku realizacjiprojektu celowego nr ROW-471-2004, którego zleceniodawcąbyła firma VACAT, finansowanego ześrodków NOT (według umowy nr U-310/P-360/2004).Pojedynczy moduł napędowy, składa się z ramynośnej, wyposażonej w cztery zespoły rolek tocznych.W ramie znajduje się zespół napędowy z dwomawolnoobrotowymi silnikami hydraulicznymi zaopatrzonymiw cierne koła napędowe zintegrowane z kołamizębatymi. Ponadto zespół napędowy jest wyposażonyw układ hamulcowy współpracujący również z listwącierną. Zespół napędowy ma możliwość poprzecznegoprzemieszczania się w ramie modułu, dlatego nie mająwiększego znaczenia błędy usytuowania listwy ciernejlub zębatej, oraz możliwe jest pokonywanie zakrętówo małych promieniach.Istotnym zagadnieniem, wymagającym specjalnychrozwiązań, była zmiana systemu napędowego z ciernegona zębaty i odwrotnie. Z uwagi na różnice prędkościw ciernym i zębatym systemie napędowym pozostającew stosunku 1:0,66 niezwykle istotne jest szybkieprzechodzenie stanu przejściowego, w celu niedopuszczeniado zmniejszenia siły pociągowej podczas zmianysystemu z ciernego na zębaty. Umożliwiają to specjalnekształtowe listwy odchylające koła cierne z odpowiedniowyprofilowanym pierwszym zębem zębatki. Podczaspracy napędów w systemie zębatkowym siła dociskukół napędowych zostaje ograniczona. Istotą rozwiązaniasystemu zębatkowego jest utrzymywanie w przybliżeniustałej odległości pary kół napędowych, z wykorzystaniemspecjalnego rodzaju zazębienia bez udziałudodatkowych elementów dystansujących.Trasa kolei spągowej jest zestawiana z gotowychsegmentów prostoliniowych oraz łukowych w różnychRys. 6. Moduł napędowywersjach, w tym w wersjach tylko z listwą cierną orazcierną i zębatą. Na połączeniach segmentów prostychmają zastosowanie specjalne zębatki kompensujące,pozwalające na wzajemne przeginanie, w celu ich dopasowaniado lokalnych odchyłek prostoliniowościspągu.Przedstawiona kolej spągowa posiada następującezalety:MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 29−−−rozkład siły pociągowej na cztery moduły, to jest nakilka miejsc w trasie, zmniejsza siły obciążające kotwietorowiska, zarówno w czasie jazdy i hamowania,podwójny system napędowy pozwala na dobrewykorzystanie siły pociągowej, korzystanie z dużegozakresu prędkości jazdy ciągnika i oszczędnościpaliwa,występuje płynna zmiana systemu przeniesienia napędu,bez konieczności zatrzymywania ciągnika.5. PodsumowanieW ostatnich latach w celu zapewnienia opłacalnościwydobycia węgla i zwiększenia warunków bezpieczeństwapracy dąży się do eliminowania udziału ludziw bezpośrednich pracach transportowych niosącychznaczne zagrożenia. Zaprezentowane rozwiązania nowychśrodków transportowych spełniają oczekiwaniaużytkowników z górnictwa.Podczas realizacji prac projektowych zastosowanoszereg nowatorskich rozwiązań pozwalających na zwiększenieefektywności i bezpieczeństwa transportu. Świadcząo tym wymienione zalety zaprezentowanych urządzeń.Dywersyfikacja tych rozwiązań pozwala użytkownikomna wybór najkorzystniejszego systemu transportowego,zwłaszcza gdy na obszarze jednej kopalnimoże mieć zastosowanie kilka wzajemnie uzupełniającychsię rozwiązań. Prototypowy egzemplarz kolei SKZ-81 jest obecnie wdrażany w KWK „Bielszowice”. Pierwszyegzemplarz lokomotywy PIOMA LDS-80 przeszedłpozytywne próby eksploatacyjne w KWK „Bogdanka”,gdzie potwierdził oczekiwane zalety. Natomiast pierwszyegzemplarz kolei spągowej PIOMA-VACAT jestobecnie przygotowany do wdrożenia po przejściu pozytywnychtestów na stanowisku w FMG PIOMA.Artykuł wpłynął do redakcji w grudniu 2006 r.Recenzent: prof.dr hab.inż. Adam Klich

Mgr inż. Marek KALITAMgr inż. Edward PIECZORADr inż. Dariusz PROSTAŃSKIMgr inż. Emil WYROBEKCentrum Mechanizacji Górnictwa KOMAGMechanizacja robót przodkowych z zastosowaniemładowarki bocznie wysypującej ŁBT-1200EH/LS-AS t r e s z c z e n i eW artykule podano główne parametry techniczne orazprzedstawiono doświadczenia eksploatacyjne ładowarkibocznie wysypującej z wysięgnikiem teleskopowymŁBT-1200EH/LS-A stosowanej przy drążeniuchodników z użyciem materiałów wybuchowych. Zaprezentowanorównież konstrukcję i sposób jej modernizacjipod kątem spełnienia wymogów dyrektyweuropejskich. Przedstawiono również kierunki dalszegorozwoju ładowarek.S u m m a r yMain technical parameters and operational experienceof ŁBT-1200EH/LS-A side discharge loader,with a telescopic boom, which is used in driving ofroadways with explosives, were presented in thepaper. Also a design of loader and the method of itsmodernization as regards meeting requirements ofEuropean Directives were given. Trends of furtherdevelopment of loader design were also included.1. WstępDrążenie kamiennych wyrobisk korytarzowych (rys. 1)w bardzo twardych skałach, o wytrzymałości na ściskaniepowyżej 100 MPa, prawie zawsze jest realizowaneza pomocą materiałów wybuchowych.z przodku. Sprawne usuwanie odstrzelonego urobku,w porównaniu z pozostałymi niezbędnymi pracami wykonywanymipodczas drążenia wyrobisk techniką strzelniczązajmuje dużo czasu, co z kolei przekłada się napostęp przodku i efekty ekonomiczne.Jednym z najbardziej rozpowszechnionych typówładowarek, przeznaczonych do mechanizacji tego procesu,są ładowarki bocznie wysypujące. Przy użyciutych maszyn możliwe jest ładowanie odstrzelonegourobku na przenośniki lub do wozów dostawczych.Bardzo często wykorzystywane są one również do dostarczaniamateriałów do miejsc wyładunku w przodku[1, 2, 3].Wejście w życie wymagań zasadniczych, ujętychw dyrektywach nowego podejścia, spowodowałopotrzebę modernizacji ładowarki ŁBT-1200EH/LS,z uwzględnieniem wymagań w nich zawartych.Rys.1. Wyrobisko kamienneMechanizacja prac wykonywanych w przodku obejmuje:−−−−−wiercenie i ładowanie otworów strzałowych,odstrzelenie,ładowanie odstrzelonego urobku,wznoszenie obudowy w przodku,prace pomocnicze.Oprócz czynności związanych z odstrzelaniemurobku oraz wznoszeniem obudowy chodnikowej bardzoważny jest proces usuwania odstrzelonego urobkuW niniejszym artykule przedstawiono rozwiązanietechniczne przeznaczone do odstawy odstrzelonegourobku z drążonego wyrobiska na dalsze środki odstawyz wykorzystaniem ładowarki ŁBT-1200EH/LS-A,zaprojektowanej i produkowanej w oparciu o aktualnenormy i akty prawne.2. Ładowarka bocznie wysypująca z wysięgnikiemteleskopowym ŁBT-1200EH/LS-ANajnowszym typem ładowarki bocznie wysypującej,z wysięgnikiem wysuwnym oferowanym obecnie narynku krajowym jest ładowarka ŁBT-1200EH/LS-A(rys. 2) konstrukcji Centrum Mechanizacji Górnictwa30 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Hydrauliczny układ ładowarki pracuje w systemieenergooszczędnym „load-sensing” regulując wydatekmocy, w zależności od chwilowego zapotrzebowania.Układ ten, oprócz oszczędności energii zapewnia równieżzwiększenie żywotności poszczególnych elementówwyposażenia hydraulicznego.Teleskopowy wysięgnik o wysuwie 900 mm wychylanyna boki umożliwia ładowanie z przodku o szerokości4400 mm, bez konieczności manewrowaniapodwoziem, co zapobiega niszczeniu spągu i mawpływ na komfort pracy operatora, chroniąc go przedwstrząsami i uderzeniami powodowanymi wbijaniemczerpaka w zwał urobku, tak jak ma to miejscew ładowarkach ze sztywnym wysięgnikiem.Hydrauliczny napęd podwozia z samoczynnie włączanymihamulcami zapewnia możliwość pracy ładowarkina nachyleniach podłużnych podłoża ±20 o orazna nachyleniach poprzecznych ±8 o .Ognioszczelna skrzynia aparatury elektrycznej(rys. 5) oraz pozostałe elementy wyposażenia elektrycznego(rys. 6) ładowarki ŁBT-1200EH/LS-A sąprzystosowane do pracy w pomieszczeniach o stopniuniebezpieczeństwa „a”, „b” i „c” zagrożenia wybuchemmetanu i/lub pyłu węglowego oraz posiadają certyfikatzgodności w zakresie dyrektywy maszynowej i ATEX.Rys.4. Główne zespoły ładowarki bocznie wysypującejŁBT-1200 EH/LS-ARys.5. Skrzynia elektrycznaRys.6. Wyposażenie elektryczneRys.7. Pomost roboczy zabudowany w czerpaku ładowarki ŁBT-1200EH/LS-A32 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Ładowarka ŁBT-1200EH/LS-A może być dodatkowowyposażona w konstrukcję ochronną chroniącąoperatora przed przypadkowo spadającymi skałamistropowymi. Wytrzymałość konstrukcji ochronnej zostałazweryfikowana za pomocą obliczeń numerycznych.Dla potwierdzenia wyników obliczeń numerycznychpoddano ją badaniom stanowiskowym niszczącymzgodnie z normami: PN-EN 13627:2002, PN-ISO 3164:1998, PN-G-50000:2002, PN-G-50033:1996[6, 7, 8, 9]. Przeprowadzone obliczenia numeryczneoraz badania stanowiskowe potwierdziły, że konstrukcjaochronna jest w stanie pochłonąć energię uderzeniarówną 11600 J, nie powodując naruszenia przestrzeniochronnej operatora (DLV).3. Podstawowe dane techniczne ładowarkiŁBT-1200EH/LS-ADane techniczne ładowarki (rys. 8):− pojemność czerpaka 1,2 m 3− prędkość jazdy 0÷1 m/s− nacisk jednostkowy na podłoże 0,11 MPa− maksymalne podłużne nachylenie podłoża ±20 o− maksymalne poprzeczne nachylenie wyrobiska ±8 o− szerokość gąsienicy 300 mm− masa ładowarki14500 kgW celu rozszerzenia możliwości wykorzystania ładowarkiw przodku zaprojektowano i wykonano pomostroboczy montowany do czerpaka ładowarki (rys. 7).Pomost przeznaczony jest do wspomagania czynnościzwiązanych z montażem obudowy chodnikowej.Duże zainteresowanie użytkowników wykorzystującychw podziemnych wyrobiskach górniczych ładowarkęŁBT-1200EH/LS oraz wejście w życie nowychprzepisów przyczyniło się do podjęcia prac modernizacyjnychcelem dostosowania maszyny do wymagańzasadniczych ujętych w dyrektywach: maszynoweji ATEX. W wyniku podjętych prac konstrukcyjnych powstałanowa ładowarka bocznie wysypująca ŁBT-1200EH/LS-A spełniająca wymagania stawiane przeznormy nowego podejścia.Rys.8. Ładowarka ŁBT-1200EH/LS-AWymiary ładowarki (rys. 9):− długość 6580 mm− szerokość 1600 mm− wysokość 1680 mm− wychylenie wysięgnika na boki ±20 o− wysuw wysięgnika 900 mmRys.9. Wymiary ładowarki ŁBT-1200EH/LS-AMASZYNY GÓRNICZE 4/2006 33

Maksymalna szerokość załadowania z jednegoustawienia ładowarki wynosi 4400 mm.Układ hydrauliczny (rys. 10):− zespół pomp,− silnik z napędem hydrostatycznym,− ciśnienie robocze 19 MPa− moc silnika elektrycznego 55 kW− pojemność zbiornika oleju hydraulicznego 400 dm 3Obecnie w kopalniach górnictwa węgla kamiennegopracuje dziesięć ładowarek ŁBT-1200EH/LS oraz trzyładowarki ŁBT-1200EH/LS-A. Średnie postępy uzyskiwaneza ich pomocą wynoszą 60÷80 m/miesiącw chodnikach kamiennych, o wielkości ŁP11÷ŁP12.Pozytywne doświadczenia eksploatacyjne egzemplarzaprototypowego spowodowały wzrost zainteresowaniaładowarką ŁBT-1200 EH/LS oraz przyczyniły siędo ciągłego doskonalenia produktu.Wychodząc naprzeciw coraz większym wymogombezpieczeństwa prac wykonywanych w podziemnychwyrobiskach górniczych, podjęto modernizację ładowarkiŁBT-1200EH/LS mając na uwadze wymaganiadyrektyw nowego podejścia, ze szczególnym uwzględnieniemDyrektywy Maszynowej i ATEX. W wynikuprowadzonych prac na bazie ŁBT-1200EH/LS powstałanowa ładowarka ŁBT-1200EH/LS-A, która w połowie2005 r. otrzymała certyfikat zgodności w zakresiedyrektyw maszynowej i ATEX (rys. 11).Po pozytywnym przejściu procesu certyfikacji trzyegzemplarze ładowarek ŁBT-1200EH/LS-A pracująobecnie w podziemiach kopalń.Rys.10. Układ hydrauliczny ładowarki ŁBT-1200EH/LS-AŁadowarka może pracować w wyrobiskach min.ŁP6 przy ładowaniu na przenośnik oraz min. ŁP8 przyładowaniu do wozów.4. Doświadczenia ruchowePierwsze dwie sztuki ładowarek ŁBT-1200EH/LSzostały zakupione przez użytkowników w 2001 r.Ładowarki bocznie wysypujące typu ŁBT w ciągusześciu lat eksploatacji zyskały bardzo dobrą opinięjako nowoczesne i wydajne urządzenia ładujące. Doniedawna były one jedynymi ładowarkami z wysięgnikiemteleskopowym, które pracowały w polskich kopalniach.Wysięgnik teleskopowy ładowarki gwarantujeogromną przewagę nad innymi konstrukcjami układówładujących ładowarek (np. typu ŁBS-1200), gdyż umożliwiaw pełni kontrolowany załadunek czerpaka.Rys.11. Certyfikat zgodności w zakresie dyrektyw: maszynowej i ATEX34 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Operator decyduje o prędkości, pojemności i obszarzezaładunku, jednocześnie unikając wbijania czerpakacałą masą ładowarki w zwał urobku.Nowoczesna i bezpieczna w eksploatacji ładowarkaŁBT, jest w pełni przygotowanym produktem do zaopatrywaniaprzedsiębiorstw górniczych, krajowychi zagranicznych w wydajne i niezawodne narzędzie dowspomagania procesu drążenia z zastosowaniem MW.Zakładana przez producenta wielkość produkcjiokoło 10-12 sztuk na rok świadczy o dużym zainteresowaniuproduktem i o dobrych opiniach użytkownikówo tej maszynie.Ładowarki ŁBT-1200EH/LS oraz ŁBT-1200EH/LS-Asą stosowane między innymi przez: EMES-MININGService, Konsorcjum Przedsiębiorstw Robót Górniczychi Budowy szybów S.A., NOMA 2 Sp. z o.o.,PROGÓR Sp. z o.o., Przedsiębiorstwo Budowy SzybówBytom, Przedsiębiorstwo Robót Górniczych Sp.z o.o. w Jastrzębiu Zdroju.Rys.13. Samojezdny wóz odstawczy na podwoziugąsienicowym5. Kierunki modernizacjiZakład Produkcji Specjalnej „BUMAR ŁABEDY” Sp.z o.o. i Centrum Mechanizacji Górnictwa KOMAG prowadząwspólnie działania, których celem jest ciągłedoskonalenie konstrukcji, tak pod względem poprawyergonomii, jak i funkcjonalności wyrobu.−−−Działania modernizacyjne dotyczą:dalszej optymalizacji konstrukcji zespołu ładującegoz wykorzystaniem komputerowych metodobliczeniowych i doświadczeń ruchowych,optymalizacji i uproszczenia układu hydraulicznego,poprawy ergonomii stanowiska operatora i pulpitusterowniczego poprzez opracowanie kabiny operatora,− wprowadzenia osprzętu wiercącego mocowanegona wysięgniku ładowarki,− zabudowy stałego pomostu roboczego na ładowarcei podnośnika stropnic (rys. 12).Rys.12. Pomost roboczyi podnośnik stropnic zabudowanena ładowarceŁBT-1200 EH/LS-ARys.14. Urządzenie kotwiące zabudowane na podwoziugąsienicowym ładowarki ŁBT-1200EH/LS-A6. PodsumowanieW łącznej długości drążonych wyrobisk korytarzowychudział wyrobisk kamiennych wynosi aktualnieokoło 10%. Konieczność udostępnienia w najbliższychlatach nowych poziomów eksploatacyjnych spowodujew wielu kopalniach wzrost długości drążonych wyrobiskudostępniających. Wyrobiska te prawie wyłączniedrążone są techniką strzelniczą, stąd w celu zwiększeniaefektywności ich drążenia niezbędne jest doskonaleniemechanizacji tego procesu.Przedstawiona w artykule nowoczesna ładowarkaŁBT-1200EH/LS-A jest maszyną za pomocą, którejmożna załadować urobek w przodku i przekazywać gona dalsze środki odstawy, dowozić materiały do czołaprzodku oraz wykorzystywać ją do prac wspomagającychwznoszenie obudowy.Ładowarka ŁBT-1200EH/LS-A (rys. 15) przeznaczonajest do mechanizacji ładowania urobku w chodnikachi komorach w podziemnych wyrobiskach górniczycho stopniu niebezpieczeństwa „a”, „b” i „c” wybuchumetanu oraz klasy „A” i „B” zagrożenia wybuchempyłu węglowego.Jednocześnie niezbędne jest ciągłe doskonaleniewyrobu, tak w zakresie poprawy ergonomii i funkcjonalnościsamej ładowarki, jak i wykorzystania uniwersalnościpodwozia, na którym można montować inneurządzenia, wykorzystywane do prac w przodku chodnikowym.MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 35

2. Pikul M., Dzik M.: Ładowarka bocznie wysypującaŁBT-1200EH/LS z wysięgnikiem teleskopowym.Maszyny Górnicze nr 88, 2001, s. 12-15.3. Kalita M., Pieczora E., Prostański D., Wyrobek E.,Małyska G., Mazurek A.: Ładowarka bocznie wysypującaŁBT-1200EH/LS-A nowoczesną i bezpiecznąmaszyną ładującą. Konferencja: Innowacyjnei Bezpieczne Systemy Mechanizacyjne do EksploatacjiSurowców Mineralnych, Zakopane 2006,Tom I, s. 119-127.Rys.15. Ładowarka bocznie wysypująca ŁBT-1200EH/LS-Az wysięgnikiem teleskopowymWysoką efektywność drążenia wyrobisk chodnikowychtechniką strzelniczą może zapewnić tylko kompleksowamechanizacja procesu drążenia.W związku z powyższym prowadzone są dalszedziałania CMG KOMAG i ZPS BUMAR ŁABĘDY Sp. zo.o. celem rozszerzenia oferty maszyn górniczych(np. wozów wiertniczych).Ładowarka ŁBT-1200EH/LS-A jako jedyna (znanaautorom) stosowana w polskich kopalniach węgla jestwyposażona w konstrukcję ochronną operatora spełniającąwymogi norm PN-EN 13627:2002, PN-ISO3164:1998, PN-G-50000:2002, PN-G-50033:1996.Literatura1. Żyliński R., Wyrobek E., Prostański D.: Ładowarkabocznie wysypująca ŁBT-1200EH/LS z wysięgnikiemteleskopowym – doświadczenia eksploatacyjnei kierunki modernizacji. Materiały na konferencję:„Górnictwo zrównoważonego rozwoju 2002”.Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Górnictwo2002 nr 255 s. 267-274.4. Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 20grudnia 2005 r. w sprawie zasadniczych wymagańdla maszyn i elementów bezpieczeństwa (Dz.U. Nr259 Poz. 2170).5. Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 22grudnia 2005 r. w sprawie zasadniczych wymagańdla urządzeń i systemów ochronnych przeznaczonychdo użytku w przestrzeniach zagrożonychwybuchem (Dz.U. Nr 263 Poz. 2203).6. Polska Norma PN-EN 13627:2002 Maszyny dorobót ziemnych. Konstrukcje chroniące przedspadającymi przedmiotami. Wymagania i badanialaboratoryjne.7. Polska Norma PN-ISO 3164:1998 Maszyny do robótziemnych. Laboratoryjna ocena konstrukcjichroniących operatora. Wymagania dotycząceprzestrzeni chronionej.8. Polska Norma PN-G-50000:2002 Ochrona pracyw górnictwie. Maszyny górnicze. Ogólne wymaganiabezpieczeństwa i ergonomii.9. Polska Norma PN-G-50033:1996 Ochrona pracyw górnictwie. Ładowarki. Wymagania bezpieczeństwai ergonomii.Artykuł wpłynął do redakcji w grudniu 2006 r.Recenzent: prof.dr hab.inż. Adam Klich36 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Dr inż. Dariusz PROSTAŃSKIMgr inż. Piotr ROJEKCentrum Mechanizacji Górnictwa KOMAGProjektowanie, badania oraz próby eksploatacyjne instalacji zraszaniapowietrzno-wodnego do zwalczania zapylenia i zagrożeń metanowych,w kombajnie ścianowym typu KSW-460NES t r e s z c z e n i eW artykule przedstawiono proces projektowania, badańi praktycznego zastosowania rozwiązania opracowanegow CMG KOMAG systemu zraszania powietrznowodnego,z wykorzystaniem sprężonego powietrza,zabudowanego na kombajnie ścianowym typu KSW-460NE. Przedstawiono wyniki badań stanowiskowychprzeprowadzonych w KD „Barbara” oraz badań eksploatacyjnychw KWK „Pniówek”, przedmiotowej instalacji.Przedstawiono ogólną budowę i zasadę działanianowego rozwiązania systemu zraszania.S u m m a r yDesigning process, testing and practical application ofa solution for the air-water spraying system installedin the KSW-460 longwall shearer, developed at theKOMAG Centre, was presented in the paper. Resultsof stand tests carried out in the Barbara ExperimentalColliery and results from operational tests carried outin Pniówek Colliery were presented. General structureand operational principles of new spraying systemwere presented.1. WstępZaistniałe w latach ubiegłych przypadki zapłonumetanu w ścianach wydobywczych oraz ciągle występującezagrożenia skłoniły CMG KOMAG do poszukiwańnowych rozwiązań, zapewniających bezpiecznąeksploatację. JSW S.A wspólnie z CMGKOMAG podjęły się realizacji projektu celowego nr6T12 2004C/06337, w ramach którego zaprojektowano,przebadano, opracowano i zastosowano systemzraszania z wykorzystaniem mieszaniny powietrznowodnejzabudowany na kombajnie KSW-460NE.Kombajn wraz z prototypową instalacją został wykonanyprzez ZZM S.A i dostarczony do kopalni KWK„Pniówek”, celem przeprowadzenia badań i wdrożenianowej instalacji zraszającej.W CMG KOMAG opracowano nowatorskie rozwiązaniepowietrzno-wodnej instalacji zraszającej, w którejoprócz wody o odpowiednim ciśnieniu wykorzystujesprężone powietrze wytwarzając mieszaninę powietrzno-wodnąwyrzucaną przez dysze zraszające bezpośredniow obszar urabiania kombajnu. Zadaniem tejinstalacji jest skuteczne zwalczanie zapylenia powstającegow procesie urabiania oraz zapobieganie zapłonommetanu, w przypadku urabiania ścian o takimzagrożeniu.Nowa koncepcja instalacji zraszającej, przed wdrożeniemjej do warunków eksploatacyjnych, wymagałaprzeprowadzenia szerokiej gamy testów i badań stanowiskowych.Pozytywne wyniki tych testów i badańzadecydowały o podjęciu decyzji o zastosowaniu tegorozwiązania w warunkach dołowych.Opracowaną w CMG KOMAG instalację zabudowanona kombajnie typu KSW-460NE produkcji ZabrzańskichZakładów Mechanicznych S.A. wykonanymdla potrzeb Kopalni „Pniówek”.2. Budowa i zasada działania instalacji zraszającejpowietrzno-wodnejZałożono, że instalacja zraszająca kombajnu będziezbudowana z dwóch podukładów zraszania powietrzno-wodnego:MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 37−−zewnętrznego, zabudowanego na ramionach i wytwarzającegoizolującą od otoczenia kurtynę powietrzno-wodnąwokół każdego z organów urabiającychkombajnu,wewnętrznego, zraszającego powietrzno-wodnymistrumieniami, wytryskującymi z dysz rozmieszczonychna płatach i tarczy ociosowej w organach tak,że realizowana jest metoda zraszania zanożowego(strumień zraszający podawany jest na tylnąściankę ostrza noża i na bruzdę jego skrawania).Zraszanie zewnętrzne składa się z dysz dwuczynnikowychumieszczonych na ramionach kombajnu, doktórych oddzielnie doprowadzane są woda i sprężonepowietrze. Mieszanie czynników następuje w dyszach.Zraszanie wewnętrzne odbywa się z dysz standardowych,umieszczonych na każdym organie urabiającymi zasilanych mieszaniną powietrzno-wodną utworzonąw mieszalnikach zabudowanych na kombajnie.Obydwa układy zraszania, zarówno lewego ramieniai organu oraz prawego ramienia i organu, zasilanesą wodą doprowadzaną z rurociągu p.poż. (poprzez

zestaw filtracyjny) za pomocą pompy podnoszącejciśnienie typu ZW-50. Powietrze doprowadzane jest doposzczególnych układów zraszania ze sprężarki typuPAS75 umieszczonej w chodniku, poprzez rurociągsprężonego powietrza oraz przewodem elastycznym.3. Badania i testy powierzchniowe instalacjiWykonanie i wdrożenie nowej instalacji poprzedzonebyły bardzo szerokimi i wszechstronnymi próbamioraz badaniami stanowiskowymi, które obejmowały:−−−symulacje komputerowe przewidywanych rozwiązań,badania stanowiskowe wytypowanych dwuczynnikowychdysz zraszających,badania stanowiskowe układu zraszania przy wykorzystaniudrewnianej makiety,− badania stanowiskowe skuteczności działanianowej koncepcji zraszania, w aspekcie gaszenia izapobieganiu zapłonom gazu.Symulacje komputerowe przeprowadzone w CMGKOMAG (rys. 1) miały na celu określenie najkorzystniejszegorozmieszczenia dysz dwuczynnikowych naramieniu kombajnowym, których strumienie utworząkurtynę izolującą organ urabiający.Rys.2. Badania stanowiskowe instalacji powietrzno-wodnejz zastosowaniem makiety kombajnowego ramienia i organuurabiającego4. Badania stanowiskowe w KD „Barbara”Stanowisko do badań skuteczności gaszenia i zapobieganiawybuchom gazu [1] zlokalizowano w istniejącymna terenie KD BARBARA zbudowanym na powierzchnifragmencie wyrobiska chodnikowego. Fragmentwyrobiska zaślepiony z obu końców, posiadałw jednym czole i w ociosie zamykane okna wlotowe,zaś w drugim jego końcu była wykonana otwieranai zamykana brama wjazdowa.Wewnątrz chodnika wykonano blaszany modelociosu wyrobiska ścianowego. Model ociosu miał zazadanie możliwie wierne odtworzenie kształtu ociosuwystępującego w warunkach naturalnych. Na rysunkach3a i 3b pokazano przykładowy model ociosuz usytuowanym względem niego ramieniem z organem(wyposażonych w badaną instalację zraszającą),będących zespołami składowymi kombajnu ścianowegotypu KSW-460NE.a)Rys.1. Symulacja komputerowa działania instalacji powietrzno-wodnejz wykorzystaniem sprężonego powietrzaPrzeprowadzone na stoisku badawczym CMG KO-MAG badania dostępnych na rynku dysz dwuczynnikowych,miały na celu wytypowanie najbardziej odpowiednichdysz dla założonych potrzeb instalacji zewnętrznej.Badania i testy z wykorzystaniem makiety ramieniakombajnowego wraz z organem urabiającym (rys. 2)przeprowadzone w CMG KOMAG, miały za zadaniepotwierdzić słuszność wyboru dysz dwuczynnikowych,a także ich prawidłowość rozmieszczenia na ramieniu,zgodnie z przeprowadzoną wcześniej symulacją komputerowąoraz ewentualne wprowadzenie korektyw tym rozmieszczeniu.38 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

)Rys.4. Aparatura pomiarowa parametrów powietrza i wodyRys.3. Model ociosu stanowiska badawczegoNa obwodzie łuku, którego wielkość zależy od średnicyorganu, odtwarzającego powierzchnię zawrębieniaorganu w caliznę, umieszczono łukowy palnik przylegającydo powierzchni blachy odtwarzającej powierzchnięzawrębienia. Palnik posiadał otwory wylotoweusytuowane na bocznej powierzchni, co zapewniałowydostawanie się płomienia zapalonego gazu na powierzchnizabioru organu. Palnik posiadał możliwośćzmiany położenia względem zabioru organu urabiającego,dzięki zamocowaniu go przesuwnie w przyspawanychprowadnicach.Ramię z organem urabiającym wraz z zabudowanąna nich, instalacją zraszającą osadzono sztywno i stabilniewzględem modelu ociosu, tak, aby uzyskać odległościmiędzy organem a modelem ociosu, zbliżone dowarunków rzeczywistych. Zabudowany w ramieniu silnikelektryczny umożliwiał wprowadzenie organu urabiającegow ruch obrotowy.Badana instalacja była zasilana w sprężone powietrzei w wodę. W sztolni badawczej znajdowało sięniezbędne wyposażenie elektryczne, potrzebne dowłączania i wyłączania napędu organu urabiającegoi pompy oraz zasilania aparatury pomiarowej do odczytui rejestracji parametrów wody i sprężonego powietrza(rys. 4).Doświadczalna instalacja zraszająca powietrznowodna,przeznaczona do pracy w kombajnie ścianowymtypu KSW-460NE [2] składała się z dwu bliźniaczychukładów. Badaniom poddano tylko jeden z tychukładów, obejmujący część instalacji rozmieszczonąna jednym ramieniu kombajnowym i zabudowanym nanim organie urabiającym (rys. 5).Pomiary skuteczności działania badanej powietrzno-wodnejinstalacji zraszającej obejmowały:−−skuteczność gaszenia płomieni palącego się gazu,skuteczność zapobiegania powstawania zapłonomgazu przy inicjowaniu takich zapłonów.Rys.5. Widok ramienia i organu z dyszami zraszającymiDla uzyskania palących się płomieni użyto gazupropan-butan z butli wyposażonej w zawór redukcyjny,co zapewniło stałe parametry wypływu gazu, niezależnieod stopnia napełnienia butli. Gaz z butli do palnikadoprowadzany jest przewodami elastycznymi, a w obrębiemodelu ociosu i palnika, przewodami stalowymi.Po doprowadzeniu gazu do palnika, następował jegozapłon przez podanie ognia przy użyciu zapalonejpochodni o odpowiedniej długości (rys. 6).Rys.6. Zapłon gazuMASZYNY GÓRNICZE 4/2006 39

Skuteczność gaszenia (rys. 7) płomieni palącegosię gazu została określana czasem jaki potrzebny jestdo zgaszenia zapalonych płomieni gazu od momentuuruchomienia instalacji zraszającej oraz włączenia obrotóworganu urabiającego. Testy zostały przeprowadzanedla różnych położeń palnika względem organu.Gaz do palnika dostarczany był w sposób identycznyjak przy testach skuteczności gaszenia zapalonychpłomieni. Inicjowanie zapłonów realizowane byłoza pomocą zapalarki elektrycznej, inicjującej iskryspłonkami umieszczonymi przy wytypowanych otworachpalnika, dzięki połączeniu tych spłonek drutemstrzelniczym z zapalarką.Rys.7. Gaszenie płomieni przez instalacjęSkuteczność zapobiegania powstawaniu zapłonugazu (rys. 8) przy inicjowaniu takich zapłonów, zostałaoceniona poprzez zdolność niedopuszczenia dopowstania zapłonu przy działającej instalacji i obracającymsię organie urabiającym (rys. 9), bądź w przypadkuzapalenia się wypływającego gazu, czasem jegougaszenia od chwili zainicjowania zapłonu. Testy teprzeprowadzone zostały dla różnych położeń palnikawzględem organu urabiającego.Rys.8. Inicjacja zapłonu zapalnikiem elektrycznymRys.9. Skuteczność zapobiegania inicjacji zapłonu zapalnikiemelektrycznymTesty przeprowadzane były dla różnych położeńpalnika względem organu.Rezultaty uzyskane podczas badań skutecznościdziałania instalacji zraszającej powietrzno-wodnejz wykorzystaniem sprężonego powietrza według rozwiązaniaprzeznaczonego do zastosowania w kombajnietypu KSW-460NE, zbadanego w warunkach zbudowanegostanowiska badawczego należy uznać zapozytywne, zarówno w aspekcie skuteczności gaszeniapłomieni zapalonego gazu, jak i zapobieganiu powstaniuzapłonu gazu w wyniku zainicjowanej iskry/iskier [2, 3].Przeprowadzone badania pokazały, jak bardzoważnym czynnikiem dla uzyskania niezbędnej skutecznościdziałania badanej instalacji powietrzno-wodnejjest zachowanie ścisłych korelacji między parametramisprężonego powietrza i wody. Pozytywne wynikiuzyskano przy następujących parametrach: ilościwody w granicach 30÷34 l/min o ciśnieniu 3,9÷4,2 bari ilości sprężonego powietrza w granicach 1,3÷40 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

1,7 m³/min o ciśnieniu 3,9÷4,2 bar. Przy podanych powyżejparametrach mediów czas gaszenia zapalonychpłomieni z umieszczonego palnika w odległości 10 cmod czoła nie urobionej calizny wynosił 5 do 35 s (4próby), zaś przy usytuowaniu palnika w środku zabioruorganu zgaszenie płomieni nastąpiło natychmiast.Dla tych samych parametrów mediów w obu podanychpowyżej położeniach palnika nie udało się zainicjowaćzapłonu gazu podczas przeprowadzonychsześciu prób.Przeprowadzone testy pokazały również, że najtrudniejszejest zgaszenie płomieni, gdy palnik znajdujesię w pobliżu początku organu (10 cm od czołanie urobionej calizny).Pozytywne wyniki podanych powyżej przeprowadzonychtestów i badań powierzchniowych, zadecydowałyo wdrożeniu rozwiązania do eksploatacji. Podjętorównież decyzję o konieczności opracowania i sprawdzeniawłasnej konstrukcji dysz dwuczynnikowych,których konstrukcję przewidziano do pracy w trudnychwarunkach dołowych (rys. 8).Rys.11. Próby powierzchniowe zraszającej instalacjipowietrzno-wodnej na powierzchni kopalni „Pniówek”Ściana ze względu na podwyższoną temperaturęotoczenia jest wyposażona w urządzenia klimatyzacyjne.Jako miejsce przeprowadzenia badań eksploatacyjnychwytypowano ścianę nr W-9 w pokładzie nr357/1 eksploatowanym w KWK „Pniówek” z uwagi naswój niewielki wybieg i dobre rozpoznanie górniczogeologiczne.Ściana nr W-9 posiada następujące parametry:− długość 158 m− wysokość 1,7÷1,8 m− nachylenie podłużne ±8°− nachylenie poprzeczne ±8°− wybieg ściany 428 m− wytrzymałość urabianego węgla 10÷15 MPa− prędkość powietrza 2,5 m/s− ilość powietrza 900 m³/minRys.10. Dysza dwuczynnikowa powietrzno-wodnaopracowana w CMG KOMAG5. Badania eksploatacyjneKombajn KSW-460NE jako pierwszy został wyposażonyw doświadczalną instalację zewnętrznego zraszaniapowietrzno-wodnego. Po zlokalizowaniu kombajnuw KWK „Pniówek” i wykonaniu niezbędnych próbna powierzchni kopalni (rys. 11), został on poddanybadaniom eksploatacyjnym w ścianie W-9 w KWK„Pniówek”.Instalacja zabudowana została na kombajnie KSW-460NE z ramionami R-200N z organami urabiającymi ośrednicy 1,6 m i zabiorze 0,65 m z dwuramionowymiładowarkami osłonowymi.Uruchomienie kombajnu KSW-460NE wyposażonegow instalację powietrzno-wodną nastąpiło 14 sierpnia2006 r. Kombajn w pierwszych tygodniach pracowałwyłącznie z instalacją powietrzno-wodną. KombajnKSW-460 NE był pierwszym zastosowanym w kopalni„Pniówek” i wymagał w początkowym etapie eksploatacjizaznajomienia się załogi z jego obsługą orazwymagał licznych regulacji instalacji powietrzno-wodnej,ustalających parametry eksploatacyjne mediówzraszających.Podczas stosowania kombajnu zmieniono organyurabiające z podsiębiernych na nadsiębierne, cow efekcie pozwoliło wyeliminować ładowarki kombajnoweoraz zwiększyć efektywność urabiania. Współpracakopalni z producentem doprowadziła do bieżącegoeliminowania mankamentów kombajnu oraz podwyższaniapoziomu obsługi kombajnu przez załogę.Po osiągnięciu oczekiwanej efektywności urabianiazastosowanym kombajnem wynoszącej około 3,5 zabioruna zmianę rozpoczęto badania eksploatacyjne.MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 41

Badania te miały na celu ocenę powietrzno-wodnejinstalacji zraszającej w aspekcie zwalczania zapyleniai jej porównanie z efektywnością klasycznej instalacjiwodnej. Dodatkowym celem badań było sprawdzeniefunkcjonalności instalacji oraz wpływu jej działania nakomfort pracy załogi.−−porównanie skuteczności w zwalczaniu zapyleniainstalacji powietrzno-wodnej w stosunku do instalacjistandardowej kombajnu typu KSW-460NE,ocenę skuteczności działania powietrzno-wodnejinstalacji w zwalczaniu zapylenia, przez pomiarwystępującego stężenia zapylenia w wyrobisku.W ramach badań eksploatacyjnych mierzonoparametry eksploatacyjne instalacji, jak i prowadzonopomiary zapylenia w ścianie z użyciem pyłomierzyosobistych CIP-10 oraz pyłomierzy optycznych HUND.Badania eksploatacyjne trwały od 05÷19.09.2006 r.Przeprowadzono dziewięć zmian pomiarowych, badaniarealizowano na zmianie C, zaś na zmianie D dokonywanokontroli i ewentualnej korekty parametrówinstalacji zraszającej na kombajnie.Podczas badań testowano cztery różne układyzraszania:a) zraszanie powietrzno-wodne z wykorzystaniemsprężarki, (rys. 12)b) zraszanie powietrzno-wodne z wykorzystaniemwyłącznie rurociągu sprężonego powietrza,c) zraszanie wodne zanożowe wysokociśnieniowez dodatkowym zraszaniem wodnym niskociśnieniowymz ramion,d) zraszanie wodne zanożowe wysokociśnieniowez dodatkowym zraszaniem powietrzno-wodnymz ramion.Wszystkie wymienione układy zraszania były zgodnez instrukcją stosowania kombajnu KSW-460NE.Badania eksploatacyjne doświadczalnej powietrzno-wodnejinstalacji zraszającej prowadzone w ścianienr W-9 kopalni „Pniówek” składały się z dwu rodzajówpomiarów:−−pomiarów parametrów przepływowych powietrzai wody jako czynników wytwarzających zraszającąmieszaninę powietrzno-wodną,pomiarów wielkości stężenia zapylenia występującegow obszarze wyrobiska ścianowego w czasiepracy kombajnu.Pomiary parametrów przepływowych obejmowałypomiary parametrów wody i powietrza. Do tego celusłużyły zabudowane w instalacji manometry oraz czujnikiprzepływu, które umożliwiały kontrolę ciśnieniai wielkości przepływu. Regulacji instalacji zraszającejkombajnu dokonywano każdorazowo na zmianie D.Pomiary zapylenia przeprowadzono zgodniez normą PN-G-04035, w której określono zasady pomiarustężenia zapylenia w powietrzu na stanowiskachpracy w podziemnych zakładach górniczych orazoznaczania zawartości wolnej krzemionki w pyle frakcjiwdychanej.Pomiary zapylenia realizowane były dwoma rodzajamiprzyrządów pomiarowych:−−optycznymi pyłomierzami typu TM firmy HUND,osobistymi pyłomierzami grawimetrycznymi typuCIP-10.Pyłomierze optyczne typu TM firmy HUND usytuowanebyły w następujących miejscach w ścianie(rys. 5):H1 – na początku ściany (pyłomierz z zapisem pomiaru);H2 – na końcu ściany (pyłomierz z zapisem pomiaru).Rys.12. Działająca zraszająca instalacja powietrzno-wodnana kombajnie KSW-460NE pracującym w ścianie nr W-9w kopalni „Pniówek”Celem badań doświadczalnej powietrzno-wodnejinstalacji zraszającej było:−−sprawdzenie prawidłowości przyjętych parametrówprzepływowych wody i powietrza (ewentualnie ichkorekta) w instalacji zabudowanej na kombajnietypu KSW-460NE, w warunkach eksploatacyjnych,sprawdzenie poprawności działania dwuczynnikowychdysz zraszających własnej konstrukcji,W tych samych miejscach umieszczono po dwa pyłomierzetypu CIP-10 oznaczone na rysunku 5 odpowiednioC1 i C2 oraz C3 i C4.Pyłomierze optyczne typu TM firmy HUND określałypoziom zapylenia powietrza frakcją respirabilną pyłów,zaś za pomocą pyłomierzy typu CIP 10 dokonywanopomiarów zapylenia całkowitego oraz frakcji respirabilnej.Łącznie pomiary dla każdego wariantu zraszaniaprzeprowadzano w ciągu czterech kolejnych zmianroboczych zmiany C.42 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Oznaczenie zawartości wolnej krystalicznej krzemionkiw pyle wykonano zgodnie z obowiązującyminormami w akredytowanym laboratorium KD „Barbara”.Zgodnie z przedstawioną powyżej metodyką, wykonanopomiary, zarówno przy zastosowaniu doświadczalnejinstalacji zraszającej powietrzno-wodnej, jaki dla porównania, przy zastosowaniu standardowejfabrycznej instalacji zraszającej wcześniej przewidzianejw wyposażeniu kombajnu typu KSW-460NE.Pomiary zapylenia zostały wykonane przez pracownikówGIG KD „Barbara”, natomiast pozostałe parametrybyły mierzone i rejestrowane przez pracownikówCMG KOMAG.Przeprowadzone regulacje i próby obydwu wariantówinstalacji zraszającej doprowadziły do ustaleniaostatecznych parametrów przepływowych obu czynników(wody i sprężonego powietrza) gwarantującychskuteczne działanie instalacji.Dla instalacji powietrzno-wodnej parametry tewynosiły:− ciśnienie wody 5,0 bar− ciśnienie powietrza 5,5 bar− ilość zużywanej wody 70 ÷90 l/min−ilość zużywanego powietrzaodpowiednio2,5÷4,5 m³/minDla instalacji tylko wodnej parametry te wynosiły:− ciśnienie wody 28÷33 bar− ilość zużywanej wody 200÷225,0 l/minPrzeprowadzone pomiary zapylenia wykazały porównywalnąskuteczność działania instalacji powietrzno-wodneji standardowej instalacji wodnej o podanychpowyżej parametrach przepływowych czynników.Ilustracją tego są przykładowe wyniki pomiarów zapyleniadokonane w dniu 11.09.2006 r. dla standardowejzraszającej instalacji wodnej i w następnym dniu(12.09.) dla zraszającej instalacji powietrzno-wodnej(rys. 13) według nowej koncepcji CMG KOMAG.w powietrzu między wlotem do ściany, a wylotem ześciany, odpowiednio wynosił: według pomiarów pyłomierzemCIP-10: 0,39 mg/m³ dla frakcji respirabilneji 13,78 mg/m³ dla zapylenia całkowitego oraz wedługpomiarów pyłomierzem HUND 1,43 mg/m³ w zakresiefrakcji respirabilnej.Dla pomiarów zapylenia ze stosowaniem instalacjipowietrzno-wodnej uzyskano przyrost zapylenia powietrzamiędzy wlotem do ściany, a wylotem ze ściany,odpowiednio wynosił: dla pomiarów pyłomierzem CIP-10 0,8 mg/m³ dla frakcji respirabilnej i 9,08 mg/m³ dlazapylenia całkowitego oraz dla pomiarów pyłomierzemHUND 0,04 mg/m³ w zakresie frakcji respirabilnej.6. PodsumowanieCałość prac badawczych, konstrukcyjnych i wykonawczychw zakresie nowego rozwiązania instalacjizraszającej została zrealizowana w ramach dofinansowanegoprzez MEiN projektu celowego, realizowanegoprzez Jastrzębską Spółkę Węglową S.A. i CentrumMechanizacji Górnictwa KOMAG.Przeprowadzone w KD „Barbara” badania wykazałyprzydatność i słuszność przyjętej koncepcji stanowiskabadawczego oraz obranej metodyki badań, dla określaniaskuteczności działania kombajnowych instalacjizraszających kombajnów ścianowych w aspekcie gaszeniai zapobiegania zapłonom gazu.Przeprowadzone badania stanowiskowe w KD„Barbara” pokazały, że nowe rozwiązanie powietrznowodnejinstalacji w zastosowaniu do kombajnu ścianowegoKSW-460NE może zapewnić, w przypadku wystąpieniaw czasie urabiania zagrożeń metanowych,skuteczne zapobieganie inicjacjom zapłonu gazu orazskuteczne gaszenie już występującego zapalonegogazu [2]. Potwierdziły to wyniki badań, które pozwoliłyna sformułowanie wniosków, w tym przypadku dla producentakombajnu ścianowego KSW-460NE wyposażonegow prototypową powietrzno-wodną instalacjęzraszającą, stanowiących podstawę do uzyskania certyfikatudla takiej wersji kombajnu.Po uzyskaniu certyfikatu, jako warunku dopuszczeniado prób dołowych, kombajn typu KSW-460NEwyposażono w instalację zraszającą powietrzno-wodnąz wykorzystaniem sprężonego powietrza i po przeprowadzeniuz wynikiem pozytywnym dodatkowych próbna powierzchni, zlokalizowano w ścianie nr W-9 w kopalni„Pniówek”.Rys.13. Przykład zapisu parametrów przepływowych czynnikówmieszaniny powietrzno-wodnej zarejestrowany w trakciebadań instalacji w dniu 12.09.2006 r.Z przeprowadzonych badań zapylenia dla standardowejinstalacji wodnej wynika, że przyrost zapyleniaPrzeprowadzone badania eksploatacyjne nowej,opracowanej w CMG KOMAG, koncepcji zraszaniapowietrzno-wodnego z wykorzystaniem sprężonegopowietrza, zastosowanego w kombajnie ścianowymtypu KSW-460NE w ścianie W-9 kopalni „Pniówek”MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 43

pokazały, że proponowany system zraszania jestporównywalny pod względem skuteczności zwalczaniazapylenia, z dotychczas stosowanym systemem wodnym.Istotną zaletą nowego zraszania jest znaczącezmniejszenie ilości wody zraszającej, co ma niezwykle,pozytywne znaczenie, zarówno w trakcie urabiania,transportu urobku, jak i w procesie wzbogacania węgla.Zastosowane rozwiązanie konstrukcyjne, choć wymagapewnych korekt, potwierdziło swą przydatnośćw warunkach eksploatacyjnych.Badania przeprowadzone w ścianie W-9 kopalni„Pniówek” potwierdziły także prawidłowość rozwiązaniakonstrukcyjnego dwuczynnikowych dysz zraszającychopracowanych w CMG KOMAG. Zastosowanie tychdysz wykazało ich przydatność w trudnych warunkachdołowych, a parametry strugi zraszającej dysz okazałysię korzystniejsze w porównaniu do zastosowanych(na drugim ramieniu) dwuczynnikowych dysz produkcjizagranicznej.Zastosowanie w instalacji sprężonego powietrza,jako drugiego medium mieszanego z wodą, zapewniadobrą skuteczność wytrącania pyłu, jednocześnie znaczącoograniczając zużycie wody. Ponadto wytwarzaneprzez dysze strumienie mieszaniny powietrznowodnejmają właściwości rozrzedzania metanu, a takżetłumienia ewentualnych zapłonów gazu.Literatura1. Lebecki K., Sedlaczek J., Zellner E.: Koncepcjastanowiska oraz sposobu badań skutecznościzraszania, w aspekcie zagrożeń wynikającychz zapłonów metanu. Praca nie publikowana.Grudzień 2005.2. Lebecki K., Prostański D., Sedlaczek J., Zellner E.:Wyniki pilotażowych badań nowej instalacji powietrzno-wodnegozraszania na kombajnach ścianowych,w aspekcie gaszenia i zapobieganiazapłonom gazu. Przegląd Górniczy nr 7-8/2006.Lipiec–sierpień 2006.3. Olszewski M. i in.: Pomiary zadanych wielkościpodczas badań eksploatacyjnych zraszania powietrzno-wodnegow ścianie W-9 w KWK „Pniówek”.Sprawozdanie z badań nr 59/BT/2006.Laboratorium Badań Stosowanych CMG KOMAG.Praca nie publikowana. Gliwice, wrzesień 2006.4. Zellner E. i in.: Badanie prototypowej instalacjizraszającej powietrzno-wodnej zabudowanej nakombajnie ścianowym KSW-460NE – określenieemisji zapylenia. Dokumentacja pracy badawczorozwojowejKD „Barbara”. Wrzesień 2006.Artykuł wpłynął do redakcji w grudniu 2006 r.Recenzent: prof.dr inż. Włodzimierz Sikora44 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Mr inż. Marek KALITADr inż. Dariusz PROSTAŃSKIMgr inż. Jarosław TOKARCZYKMgr inż. Emil WYROBEKCentrum Mechanizacji Górnictwa KOMAGKonstrukcje ochronne operatorów górniczych maszyn przodkowychS t r e s z c z e n i eWprowadzanie w przemyśle górniczym nowych rozwiązańmaszyn i urządzeń wiąże się między innymiz zapewnieniem odpowiedniego poziomu bezpieczeństwaoperatorów pracujących na tych maszynach.Jednym ze sposobów zwiększenia bezpieczeństwapracy operatora jest zabezpieczenie go przed obwałamiskał ze stropu. Zgodnie z obowiązującymi normamii aktami prawnymi samobieżne maszyny chodnikowepracujące w podziemiach kopalń muszą być wyposażonew konstrukcje ochronne operatora. W artykuleprzedstawiono akty prawne i normy określające wymagania,jakie stawia się konstrukcjom ochronnymoperatora maszyn stosowanych w podziemnych wyrobiskachgórniczych oraz doświadczenia CMG KO-MAG związane z projektowaniem konstrukcji ochronnychoperatora.S u m m a r yIncorporation of new solutions of mining machinesand equipment is directly associated with securing aproper safety level to the machines’ operators.Protection of operators against roof falls is one of themethods for increasing operators work safety.According to the standards and legal acts, the selfpropelledmachines, which operate underground,have to be equipped with protective structures. Legalacts and standards determining the requirements,which are put to the protective structures foroperators, which work on machines in undergroundmine roadways as well as KOMAG’s experience indesigning of operator’s protective structures arepresented in the paper.1. WstępZwiększenie wydajności procesu eksploatacji węglawymusza konieczność wprowadzania w przemyśle górniczymcoraz to nowocześniejszych maszyn z równoczesnymograniczeniem prac wykonywanych ręcznie.Oprócz ekonomicznych aspektów mechanizacji robótbardzo ważne jest zapewnienie odpowiedniego poziomubezpieczeństwa pracujących załóg górniczych.Zagrożenia, jakie występują podczas normalnejeksploatacji węgla to między innymi obwały skał zestropu, które bezpośrednio zagrażają życiu operatoramaszyny górniczej. W związku z tym samobieżnemaszyny chodnikowe pracujące w podziemiach kopalńpowinny być tak projektowane, aby istniała możliwośćwyposażenia ich w konstrukcje chroniące operatoraprzed spadającymi przedmiotami spełniające wymogiFOPS (Falling-object protective structures).2. Wymagania dotyczące konstrukcji ochronnychoperatoraWymagania dotyczące konstrukcji ochronnych operatoraokreślają następujące przepisy i normy:−Dyrektywa Parlamentu Europejskiego i Rady98/37/WE z dnia 22 czerwca 1998 r. w sprawiezbliżenia ustawodawstw Państw Członkowskichodnoszących się do maszyn.− Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 20grudnia 2005 r. w sprawie zasadniczych wymagańdla maszyn i elementów bezpieczeństwa wrazz późniejszymi zmianami (Dz.U. Nr 263 poz. 2203).MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 45−−−Polska Norma PN-ISO 3164:1998: Maszyny dorobót ziemnych. Laboratoryjna ocena konstrukcjichroniących operatora. Wymagania dotycząceprzestrzeni ochronnej.Polska Norma PN-EN 13627:2002: Maszyny dorobót ziemnych. Konstrukcje chroniące przedspadającymi przedmiotami. Wymagania i badanialaboratoryjne.Polska Norma PN-92/G-59001: Samojezdne maszynygórnicze. Konstrukcje chroniące operatoraprzed obławami skał. Wymagania i badania.− Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 9czerwca 2006 r. zmieniające rozporządzeniew sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzeniaruchu oraz specjalistycznego zabezpieczeniaprzeciwpożarowego w podziemnych zakładachgórniczych (Dz.U. Nr 124 poz. 862 i 863).Podstawową normą precyzującą wymagania, jakiemusi spełnić konstrukcja ochronna operatora jest zharmonizowanaz Dyrektywą Maszynową, Polska NormaPN-EN 13627:2002: „Maszyny do robót ziemnych.Konstrukcje chroniące przed spadającymi przedmiotami.Wymagania i badania laboratoryjne”. Niniejszanorma przedstawia wymagania dotyczące konstrukcjiochronnych przed spadającymi przedmiotami. Z uwagina różne klasy i wielkości maszyny, które pracująw zmiennych warunkach otoczenia norma uwzględniadwa poziomy kryteriów odbioru, oparte na faktycznym

zastosowaniu maszyny [2]. W myśl tej normy, jeżelimaszynie, w której znajduje się operator zagrażająspadające przedmioty lub materiały, powinna być onawyposażona w konstrukcję chroniącą przed spadającymiprzedmiotami FOPS [1]. Samojezdne maszynychodnikowe pracujące w przodkach górniczych narażonemogą być na kontakt z odpadającymi skałami zestropu z niezabezpieczonej jeszcze obudową częściwyrobiska i w związku z tym powinny być wyposażonew odpowiednie konstrukcje ochronne.Zadaniem konstrukcji chroniącej FOPS jest zapewnieniewłaściwej ochrony operatora przed spadającymiprzedmiotami, których energia nie przekracza 11,6 kJ.Zdolność do pochłonięcia przez konstrukcję ochronnątej energii powinna być potwierdzona badaniami wzakresie odporności na obciążenia udarowe wg normyPN-EN 13627:2002 [2].W przypadku występowania zagrożenia spowodowanegospadającymi skałami, konstrukcja ochronnapowinna zapewniać operatorowi odpowiednią przestrzeńtzw. przestrzeń DLV, (ang. Deflection-limitingvolume), w której nie wystąpią odkształcenia sprężystei plastyczne. Przestrzeń DLV stanowi „prostopadłościenneodwzorowanie wysokiego, siedzącego mężczyzny-operatoraw normalnej odzieży i kasku ochronnym”(rys. 1) [3].makiety przestrzeni DLV. Podczas badań makietaprzestrzeni DLV nie może być naruszona przez konstrukcjęochronną zarówno przy pierwszym, jak i przynastępnych uderzeniach obciążnika. Jeżeli spadającyobciążnik spowoduje naruszenie przestrzeni DLVprzez konstrukcję ochronną, lub przebije jej poszycie,wówczas uznaje się, że badana konstrukcja nie spełniawymogów normy [2].Istnieje również Polska Norma PN-92/M-59001:„Samojezdne maszyny górnicze. Konstrukcje chroniąceoperatora przed obławami skał. Wymagania i badania”.Norma ta dotyczy konstrukcji ochronnych operatorówsamojezdnych maszyn górniczych (SMG) przedskutkami stropowych obwałów skalnych. Wymaganiatej normy należy uwzględniać przy projektowaniu, produkcjioraz badaniach i ocenie konstrukcji chroniącychoperatorów samojezdnych maszyn górniczych przeznaczonychdo pracy pod ziemią, montowanych naramach nośnych (SMG). Według normy PN-G-02201:„Maszyny i urządzenia górnicze. Samojezdne maszynygórnicze. Terminologia i klasyfikacja.” (SMG) jest maszynąprzemieszczającą się na podwoziu oponowymlub gąsienicowym, z własnym niezależnym napędemspalinowym bądź elektrycznym i przeznaczona jest dopracy w podziemnych wyrobiskach górniczych [4].W myśl tej normy konstrukcja chroniąca operatora(SMG) przed obławami skalnymi (RSPS) jest układemelementów konstrukcyjnych, które w istotny sposóbzmniejszają stopień zagrożenia operatora maszynywynikającego ze stropowych obwałów skalnych. Konstrukcjata powinna zapewniać operatorowi siedzącemuna stanowisku pracy ochronę przed zgnieceniemprzy uderzeniu pionowym w maszynę odłamka skalnegoz energią 60 kJ [5].Również Rozporządzenie Ministra Gospodarkiz dnia 9 czerwca 2006 r. zmieniające rozporządzeniew sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzeniaruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowegow podziemnych zakładach górniczych(Dz.U. Nr 124 poz. 863) określa wymagania, jakie musząspełniać konstrukcje ochronne operatora maszynz napędem spalinowym stosowanych w procesie technologicznymwydobycia rud metali nieżelaznych. Wedługtego Rozporządzenia konstrukcja ochronna powinnazapewniać nienaruszenie przestrzeni ochronnejoperatora podczas obciążenia dynamicznego o energii60 kJ [6].Rys.1. Przestrzeń chroniona DLV [3]Własności konstrukcji ochronnej FOPS są ocenianepod kątem jej odporności na uderzenia. Konstrukcjaochronna FOPS powinna być tak zaprojektowana, abycałkowicie pokrywała i zachodziła na pionowy rzut3. Rozwiązania konstrukcji ochronnych operatoraObecnie w górnictwie węglowym pracuje wiele różnychmaszyn przodkowych, które nie posiadają konstrukcjiochronnych. Stwarza to zagrożenie uderzeniaoperatora spadającymi odłamkami skał pod niezabez-46 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

pieczonym lub niestabilnie zabezpieczonym stropem.Dotyczy to przede wszystkim maszyn chodnikowychtakich, jak ładowarki i wozy wiertnicze, przy zastosowaniuktórych prowadzona jest eksploatacja w czoleprzodku. Projektowanie konstrukcji ochronnych z pominięciemwymagań wyżej wymienionych norm i aktówprawnych nie gwarantuje właściwego zabezpieczeniaprzed obwałami i spadającymi odłamkami skał zestropu.Na rysunku 2 pokazano jedną z zaprojektowanychw Centrum Mechanizacji Górnictwa KOMAG konstrukcjiochronnych operatora przeznaczoną do zabudowyna ładowarce ŁBT-1200EH/LS-A.Na czterech podporach tworzących trapez w rzuciena płaszczyznę poziomą usytuowano konstrukcjęskrzynkową mająca za zadanie chronić przestrzeńoperatora. Wspomniana konstrukcja skrzynkowa składasię z poszycia górnego i dolnego, pomiędzy którymiumieszczono promieniście ułożone użebrowanie(rys. 3).Użebrowanie połączone jest z poszyciem górnym,a w swojej dolnej części ma przyspawaną blachę.Żebra mają największą wysokość na swoich końcach,malejącą w miarę ich zagęszczania, co zapewniarównomierny rozkład naprężeń na całej długościużebrowania.Podczas uderzenia poszycie górne wraz z użebrowaniempoddawane jest zginaniu, przez co pochłaniaenergię uderzenia. Podczas zginania poszycia górnegoposzycie dolne osłony operatora poddawane jestrozciąganiu. Z jednej strony rozciąganie, a z drugiejkompensacja go przez rozciąganą blachę poszyciadolnego powodują wytracenie energii uderzenia bezodkształceń poszycia dolnego.Kabina operatora pokazana na rysunku 4 podobniejak omówiona wcześniej osłona operatora (rys. 2)zbudowana jest z poszycia górnego i poszycia dolnego,pomiędzy którymi umieszczono promieniścieułożone użebrowanie (rys. 5).a) b)⇑ Rys.2. Konstrukcja ochronna operatora ładowarki ŁBT-1200EH/LS-A: a) model, b) obiekt rzeczywisty⇐ Rys.3. Użebrowanie konstrukcji ochronnejMASZYNY GÓRNICZE 4/2006 47

a) b)⇑ Rys.4. Kabina operatora ładowarki ŁBT-1200EH/LAS-A:a) model, b) obiekt rzeczywisty⇐ Rys.5. Użebrowanie kabiny operatoraWyżej wymienione konstrukcje ochronne operatorasą przeznaczone do zabudowy na maszynach pracującychw podziemiach kopalń, gdzie może nastąpićobwał skał ze stropu. Dzięki zastosowaniu tych osłonzagwarantowane jest bezpieczeństwo pracy operatorówprzed opadającymi masami skalnymi, którychenergia nie przekracza 11,6 kJ.4. Obliczenia numeryczne MES konstrukcjiochronnychW Centrum Mechanizacji Górnictwa KOMAG,w procesie projektowo-konstrukcyjnym stosowane sąmetody wirtualnego prototypowania. Do jednej z nichnależą obliczenia numeryczne metodą elementówskończonych (MES). Wykorzystywane w projektowaniukonstrukcji ochronnych maszyn górniczych numerycznemetody obliczeniowe pozwalają już w trakcie projektuwstępnego zweryfikować poprawność zastosowanychrozwiązań konstrukcyjnych oraz sprawdzić rozwiązaniepod względem wytrzymałościowym. Dodatkowąich zaletą jest możliwość przeprowadzenia dowolnejliczby analiz bez konieczności wykonywaniafizycznego prototypu. Taka organizacja procesu projektowo-konstrukcyjnegoznacznie skraca czas projektowaniaoraz zmniejsza jego koszty. Przykłady takiegopodejścia do projektowania konstrukcji ochronnychmożna odnaleźć w pozycjach literaturowych [7, 8, 9,10, 11].Do budowy modelu obliczeniowego stosowane sąprzestrzenne modele geometryczne, tworzone w systemachCAD.Model obliczeniowy składa się z modelu obciążnikai modelu konstrukcji chroniącej operatora FOPS. W celuuzyskania wymaganej energii uderzenia o wartości11600 J, utworzono model obciążnika o masie 520 kg inadano mu prędkość początkową 6,67 m/s, co odpowiadaspadkowi swobodnemu z wysokości 2,3 m odgórnej powierzchni górnego poszycia FOPS. Podanamasa obciążnika wynika z potrzeby odwzorowania takichsamych warunków jak na stanowisku badawczym,na którym weryfikowano model obliczeniowy. Modelobciążnika składa się z elementów przestrzennychTETRA 4. Początkowa odległość pomiędzy obciążnikiema górnym poszyciem FOPS wynosiła 1 mm.48 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

Model obliczeniowy FOPS posiada następująceuproszczenia w odniesieniu do modelu geometrycznego:−−wszystkie elementy FOPS poddano dyskretyzacjiza pomocą elementów powłokowych QUAD 4 i tria3, (rys. 6),połączenia zakładkowe zastąpiono elementamiskończonymi o grubości równej sumie grubościblach w tym połączeniu.wykres przemieszczeń węzła znajdującego się nadolnym poszyciu nad głową operatora.Maksymalne ugięcie (odkształcenie sprężyste i plastyczne)dolnego poszycia wynosi 1 mm. Mapę przemieszczeńoraz deformację FOPS przedstawiono narysunkach 8 i 9. Maksymalne ugięcie wynosi 41 mmi znajduje się na górnym poszyciu, w miejscu upadkuobciążnika.a) b)Rys.6. Model obliczeniowy FOPS: a) widok ogólny, b)użebrowanie znajdujące się pomiędzy górnym i dolnymposzyciem−−Przyjęto następujące własności materiałowe:model materiału: sprężysto-plastyczny bez umocnienia,moduł Younga E = 2.068 11 Pa,− liczba Poissona η = 0,29,−granica plastyczności R emin = 330 MPa.Model obliczeniowy utwierdzono na dolnych krawędziachpodpór pionowych konstrukcji. Obliczenia MESzostały przeprowadzone w programie MSC.Dytran.Proces obliczeń przerwano, gdy weryfikowana konstrukcjaprzejęła całą energię uderzenia (osiągniętomaksymalne wartości przemieszczeń i naprężeń) orazosiągnięto proces częściowego ustabilizowania konstrukcjipo uderzeniu.W wyniku analizy otrzymano przemieszczenia i naprężeniawystępujące w całej FOPS oraz przemieszczeniawęzła znajdującego się na powierzchni dolnegoposzycia FOPS. Wartości przemieszczeń dolnegoposzycia miały decydujące znaczenie podczas badańdoświadczalnych. Przekroczenie wartości 50 mm dyskwalifikowałoweryfikowany obiekt (naruszenie przestrzenichronionej DLV). Na rysunku 7 przedstawionoRys.7. Wykres zmiany wartości przemieszczenia pionowegowęzła nr 118955. Weryfikacja wyników obliczeń numerycznychMESWeryfikację wyników badań numerycznych przeprowadzonona stanowisku badawczym. Procedurabadawcza według PN-EN 13627:2002 obejmuje następująceczynności:MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 49−umieszczenie obciążnika badawczego na górnejpowierzchni konstrukcji chroniącej,

Rys.8. Mapa przemieszczeń po upadku obciążnika o energii 11600 J, dla czasu 0,01152 sRys.9. Mapa naprężeń zredukowanych na górnym poszyciu FOPS po upadku obciążnika o energii 11600 J, dla czasu0,01152 s−−umieszczenie obciążnika na wymaganej wysokości(rys. 10),zrzucenie obciążnika tak, aby miejsce zrzuceniaobejmowało co najmniej część rzutu pionowegoobszaru górnej płaszczyzny makiety DLV.Wynikiem badania stanowiskowego jest określenieczy energia uderzenia równa 11600 J powoduje, żekonstrukcja ochronna narusza przestrzeń DLV. Wykonywanesą pomiary wartości maksymalnego ugięciekonstrukcji, (rys. 11).Specyfika analizowanej konstrukcji chroniącej operatoracharakteryzuje się występowaniem strefy zgniotu,której odkształcenia spowodowane upadkiem obcią-żnika nie powodują ugięcia (odkształcenia) dolnegoposzycia.Na potrzeby weryfikacji obliczeń MES zastosowanotradycyjną metodę pomiarową oraz metodę odwrotnegoprojektowania [12].Przemieszczenie dolnego poszycia wyniosło 10 mm,natomiast górnego wyniosło 41 mm. Uzyskano wysokązgodność wyników badań i symulacji komputerowej.Niewielkie różnice wynikają z wtórnych odbić obciążnikai uderzeń w konstrukcję. Uderzenia te były przyczynąpowstania dodatkowych deformacji w górnymposzyciu.50 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006

2,3 [m]Rys.10. Wymagana wysokość zawieszenia obciążnikaprzed badaniemKOMAG w oparciu o normy i akty prawne określającewymagania, jakie musi spełniać taka konstrukcja, abyskutecznie chroniła operatora przed spadającymi skałamistropowymi. Z przedstawionych w treści artykułuprzepisów wynika, że przepisy krajowe dla samojezdnychmaszyn górniczych są bardziej restrykcyjne niżnormy zharmonizowane (co do wartości dyssypacjienergii uderzenia).Norma PN-EN 13627:2002: wymaga, aby konstrukcjaochronna była w stanie pochłonąć energię rzędu11,6 kJ, podczas gdy według normy PN-92/G-59001oraz Rozporządzenia Ministra Gospodarki z dnia 9czerwca 2006 r. zmieniającego rozporządzenie w sprawiebezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchuoraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowegow podziemnych zakładach górniczych(Dz. U. Nr 124 poz. 862 i 863) energia dyssypacjiuderzenia wynosi 60 kJ.Ciągle doskonalone metody projektowania i obliczaniakonstrukcji ochronnych operatora z uwzględnieniemwymagań FOPS, oraz weryfikowalność tychWielkość deformacji wyznaczona za pomocą obliczeńnumerycznych zweryfikowanych następnie badaniamistanowiskowymi wykazała poprawność konstrukcjiochronnej operatora z uwagi na jego wymaganiawytrzymałościowe FOPS.Obliczenia numeryczne pozwoliły już w fazie projektowaniana sprawdzenie i skorygowane proponowanychrozwiązań konstrukcyjnych.Pozytywne wyniki obliczeń numerycznych orazbadań stanowiskowych przeprowadzonych dla osłonyoperatora (rys. 2) przyczyniły się do rozwinięcia pracprojektowych i konstrukcyjnych w postać montowanejna ładowarce ŁBT-1200EH/LS-A kabiny operatora.W wyniku podjętych w CMG KOMAG prac skonstruowanoa następnie wykonano kabinę chroniącą operatoraprzed skutkami FOPS (rys. 4).6. WnioskiRys.11. Pomiar maksymalnego ugięcia po badaniach stanowiskowychW artykule przedstawiono sposób projektowaniakonstrukcji ochronnych operatora realizowany w CMGmetod za pomocą badań stanowiskowych, zapewniająwłaściwy sposób projektowania tego typu konstrukcji.Wirtualne prototypowanie konstrukcji ochronnychumożliwia między innymi identyfikację wielkości mechanicznych,jakie mogą wystąpić w wyniku badań doświadczalnych.Pozwala to jednocześnie na ograniczeniekosztownych badań doświadczalnych częstowartościowych rozwiązań konstrukcyjnych.Do badań przekazywane są tylko te rozwiązania,w których obliczone przemieszczenia mieszczą sięw granicach przewidzianych normą, tzn. nie naruszająprzestrzeni chronionej DLV.Literatura1. Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 20grudnia 2005 r. w sprawie zasadniczych wymagańdla maszyn i elementów bezpieczeństwa (Dz.U. Nr263 poz. 2203).MASZYNY GÓRNICZE 4/2006 51

2. Polska Norma PN-EN 13627:2002: Maszyny dorobót ziemnych. Konstrukcje chroniące przed spadającymiprzedmiotami. Wymagania i badania laboratoryjne.3. Polska Norma PN-ISO 3164:1998: Maszyny dorobót ziemnych. Laboratoryjna ocena konstrukcjichroniących operatora. Wymagania dotycząceprzestrzeni ochronnej.4. Polska Norma PN-G-02201:1998: Maszyny i urządzeniagórnicze. Samojezdne maszyny górnicze.Terminologia i klasyfikacja.5. Polska Norma PN-92/G-59001: Samojezdne maszynygórnicze. Konstrukcje chroniące operatoraprzed obławami skał. Wymagania i badania.6. Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 9czerwca 2006 r. zmieniające rozporządzenie wsprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzeniaruchu oraz specjalistycznego zabezpieczeniaprzeciwpożarowego w podziemnych zakładachgórniczych (Dz.U. Nr 124 poz. 862 i 863).7. Rusiński E., Smolnicki T., Karliński J.: Badaniasymulacyjne bezpieczeństwa kabin ochronnychmaszyn górniczych. Przegląd Mechaniczny nr 15,1998 r., s. 20-25.8. Karliński J., Rusiński E.: Numeryczna symulacjazniszczenia kabin ochronnych maszyn górniczych.Górnictwo Odkrywkowe nr 4-5, 2003 r., s. 39-42.9. Dudziński P.: Badania wirtualne oraz eksperymentalnew projektowaniu pojazdów przemysłowych.Transport Przemysłowy nr 1, 2003 r., s. 54-5910. Karliński J., Wach Z.: Obliczenia wytrzymałościowekabiny specjalistycznej maszyny do prowadzeniarobót w kopalniach Karoliński szczególnieniskich wyrobiskach. Transport Przemysłowy nr 2,2006 r., s. 33-35.11. Karliński J., Lewandowski T., Przybyłek G.,Słomski W.: Nowe rozwiązania konstrukcyjnei technologiczne w kabinach operatorów maszyngórnictwa podziemnego. Transport Przemysłowynr 1, 2006 r., s. 58-60.12. Tokarczyk J., Bojara S., Chuchnowski W.: Zastosowaniemetody odwrotnego projektowania w weryfikacjiobliczeń dynamicznych MES. Spotkanieużytkowników oprogramowania MSC.Software.Mszczonów 2006.Artykuł wpłynął do redakcji w grudniu 2006 r.Recenzent: prof.dr inż. Włodzimierz Sikora52 MASZYNY GÓRNICZE 4/2006