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不同繩股結構及鎖繩塊表面織構對提升鋼絲繩鎖緊力的影響

發(fā)布時間：

2024-07-31

來源：

針對礦井提升機調繩系統(tǒng)中鎖繩器繩槽與鋼絲繩間的滑動摩擦問題，開展不同捻向、不同結構鋼絲繩與不同表面結構鎖繩器繩槽摩擦行為研究。建立鋼絲繩與鎖緊器繩槽接觸模型，通過有限元軟件模擬了不同捻向、不同結構鋼絲繩在不同表面結構繩槽作用下鎖繩器對鋼絲繩鎖緊能力的變化規(guī)律，并通過正交試驗設計方法的極差、方差分析找到最優(yōu)工況。結果表明：同向捻比交互捻鎖緊能力更強；橢圓股比三角股鎖緊能力更強，三角股比圓股更強；繩槽表面凸包時對鋼絲繩鎖緊能力最強，凹坑時次之，光滑時鎖緊能力最弱。通過極差和方差分析發(fā)現(xiàn)：捻向、股型和繩槽表面對鎖繩能力都有影響，同向捻橢圓股鋼絲繩在繩槽表面凸包工況時摩擦性能最好，鎖繩能力最強。

提升機是聯(lián)系地面和井下的主要設備，是煤礦安全生產(chǎn)中的重要組成部分，在我國的礦山生產(chǎn)中起著舉足輕重的作用。鎖繩機構是立井提升系統(tǒng)的重要組成部分，對提升機主繩快速、有效、可靠的固定與鎖緊是解決目前重載深井工況調繩工序繁瑣、安全隱患多等問題的一種方法。對于摩擦式提升機來說，楔形鎖繩器能夠更快速達到自鎖，是由增大鋼絲繩與鎖繩器鎖緊塊繩槽之間的摩擦因數(shù)實現(xiàn)的；鋼絲繩與鎖緊塊繩槽摩擦性能的好壞，與其本身的性質、工作環(huán)境及接觸時的狀態(tài)等因素有關。利用兩者間的摩擦力使鎖緊機械對鋼絲繩鎖緊，是實現(xiàn)摩擦式提升機調繩和換繩的主要手段。提高鋼絲繩與鎖緊塊繩槽接觸界面的摩擦性能、降低磨損，是實現(xiàn)鎖緊器鎖繩能力提升的重要方法。

鋼絲繩的捻向、結構之間差異，會影響鋼絲繩與鎖緊塊繩槽構成的對偶摩擦副的摩擦性能。由于鋼絲纏繞成股，按照股纏繞成繩的方式不同，可分為同向捻鋼絲繩和交互捻鋼絲繩；按照鋼絲繩中繩截面的形狀差異，可分為圓股、三角股以及橢圓股等不同類型鋼絲繩。徐蕾等人通過實際試驗，總結得到鋼絲繩捻向與襯墊磨損差異之間的關系。符宏軍等人通過試驗機模擬，總結得到了繩的不同捻向與襯墊間有著不同的摩擦特性。孫換等人研究了鋼絲繩不同股型結構與襯墊摩擦性能關系。

隨著研究的不斷深入，表面微造型技術和微結構的發(fā)展為改善材料表面摩擦性能提供了新思路。Segu等人用激光儀器在鋼材表面刻蝕一定深度和表面積相同的孔洞，通過球盤試驗研究凹坑織構對耐磨性的影響，得到加工微織構能有良好的摩擦性能。Wang等人運用銷盤試驗機，對線接觸下的微織構做摩擦試驗，并進行數(shù)值模擬試驗，發(fā)現(xiàn)微凹坑直徑在小的范圍內時有著較好的摩擦效果。Podgornik 等人結合摩擦學試驗、表面粗糙度分析以及二維有限元建模仿真等手段，研究總結出了微織構深淺、大小、面積占比等對摩擦的影響規(guī)律。將表面微織構應用于現(xiàn)實中，利用其改善工程實際中的摩擦效果，提升工程安全和可靠性，已成為近年來的研究熱點。研究顯示，合理的表面織構有利于增加繩與繩槽表面實際接觸面積，改善繩槽表面的摩擦特性，進而使鎖緊機構工作更高效可靠。

基于以上文獻內容及其他相關領域成果分析，結合礦用提升機鎖繩裝置的工作原理，本研究建立礦井鎖繩器三維簡化模型，并通過 ANSYS 軟件研究分析不同捻向鋼絲繩、不同織構鋼絲繩在楔形自鎖鎖繩器鎖緊塊不同繩槽表面結構鎖繩時所體現(xiàn)的作用與規(guī)律，通過正交試驗對比研究鋼絲繩與繩槽表面接觸時的增摩特性，通過極差和方差分析力圖得到鎖繩效果最優(yōu)的組合，為后續(xù)無損鎖繩研究提供參考。

1 楔形鎖緊器及其工作原理

目前礦用鎖緊機構主要是楔形鎖繩器。楔形鎖繩機構主要利用繩槽與鋼絲繩之間正壓力產(chǎn)生的摩擦達到自鎖，進而完成對鋼絲繩的鎖緊。楔形鎖繩器能夠滿足重載深井工況下調繩、換繩時對鎖緊力的要求。在工作過程中，鎖繩機構必須保證鎖緊楔形塊與主繩之間實現(xiàn)自鎖，對主繩越鎖越緊，并保證其不會出現(xiàn)滑繩、溜繩等鎖緊失效情況。因此，必須合理確定鎖緊楔形塊的楔形角，使鎖緊楔形塊對主繩產(chǎn)生自鎖。

鎖繩機構中楔形鎖緊塊自鎖原理如圖 1 所示。

圖1 鎖繩機構的自鎖原理

只有當摩擦力 µ₂ N₂≥F₂ 時，鎖繩機構才能自鎖，并夾緊鋼絲繩不產(chǎn)生相對滑動。鎖繩機構達到自鎖的條件為

式中：N₂ 為鋼絲繩對鎖緊塊的正壓力；F₁ 為滾子對鎖緊塊的摩擦力；α 為鎖緊塊的傾角；µ₁ 為鎖緊塊與滾子之間的摩擦因數(shù)；F₂ 為鎖緊機構承受的載荷；N₁為滾子對鎖緊塊的正壓力；µ₂ 為鎖緊塊與滾子之間的摩擦因數(shù)。

鎖緊塊對鋼絲繩實現(xiàn)自鎖的傾角條件為

鎖緊塊的傾角 α 必須滿足式 (3)，才能使鎖緊塊自鎖。

查機械手冊，不同接觸情況下的摩擦因數(shù)如表 1所列，可得：µ₂=0.15。

表1 不同接觸形式下的摩擦因數(shù)

對于滾子位于鎖緊塊和卡位塊之間的情況，其受力如下：

式中：N 為鎖緊塊與滾子間的正壓力；F 為克服滾子滾動摩擦阻力所需牽引力；d 為滾子直徑；k、k₁ 為滾子與兩鎖緊塊之間的滾動摩擦力臂。

由式 (4) 可推出，滾子與鎖緊塊間的摩擦因數(shù)

查機械手冊得：k=k₁=0.5 mm；滾子直徑 d=20 mm。代入式 (5)，可得 µ₁=0.05。將摩擦因數(shù) µ₁、µ₂ 代入式 (3)，可得 α≤5.67°。因此，取鎖緊塊傾角 α=5°，可滿足鎖緊塊自鎖條件。

2 基于 SolidWorks 軟件建模與模型簡化

2.1 楔形鎖繩器簡化模型

鎖繩機構主要由鋼絲繩、楔形塊鎖緊和楔形卡位塊三部分組成。為了后續(xù)在有限元軟件中有效準確地計算分析，得到其工作狀態(tài)下鎖繩規(guī)律與變化，將模型進行了適當?shù)暮喕?。楔形鎖繩機構簡化前后的模型如圖 2 所示。

圖2 楔形鎖繩器及其簡化模型

2.2 不同結構、不同捻向鋼絲繩建模

鎖緊機構在鎖緊鋼絲繩時，對不同捻向、不同結構鋼絲繩鎖緊能力不同。為了進一步研究楔形鎖緊機構鎖緊鋼絲繩時的規(guī)律與變化，對不同捻向、不同結構鋼絲繩進行簡化建模。不同結構鋼絲繩橫截面如圖3 所示。不同捻向的鋼絲繩如圖 4 所示。

圖3 不同結構鋼絲繩的橫截面

圖4 不同捻向的鋼絲繩

2.3 不同結構繩槽表面建模

通過分析礦井常用的楔形鎖繩機構的工作原理，得到了提高鎖繩能力的途徑，即增大鋼絲繩與繩槽表面接觸面積進而提高鎖繩器鎖緊能力。為驗證此猜想是否正確，暫且設計了新的圓柱凸包結構與圓柱凹坑結構繩槽表面。圖 5 所示為不同表面結構鎖緊塊三維模型。

圖5 不同表面結構的鎖緊塊

3 有限元動力學仿真前處理

3.1 模型導入和各參數(shù)定義

將建好的不同類型楔形自鎖裝置三維模型導入到ANSYS LS-DYNA 模塊中，根據(jù)自鎖裝置在實踐中的應用，對鋼絲繩、繩槽和卡位塊的材料屬性、材料類型、楊氏模量、泊松比等進行定義。各參數(shù)定義如表2 所列。

表2 不同結構材料參數(shù)及類型

3.2 對模型網(wǎng)格劃分

鋼絲繩在鎖緊塊繩槽表面的相對滑動是重點仿真對象，需通過對其動態(tài)仿真得出可靠的結論規(guī)律。鋼絲繩結構較為復雜，其網(wǎng)格劃分最為細致，鎖緊塊網(wǎng)格劃分可適當調整，鋼絲繩與鎖緊塊繩槽接觸表面要進行加密網(wǎng)格劃分，卡位楔形塊網(wǎng)格可以適當劃分粗略一些，以便減少仿真運行時間，降低仿真軟件報錯概率。圖 6 所示為網(wǎng)格劃分前后有限元模型。

圖6 網(wǎng)格劃分前后的鎖繩器模型

3.3 定義接觸、施加約束與載荷

在有限元軟件中，將鎖緊塊與鋼絲繩之間的接觸定義為摩擦接觸。由機械手冊可查，動、靜摩擦因數(shù)均為 0.15。由于兩鎖緊塊在實際中通過滾子連接，模型中加入滾子后，會增大仿真難度。本研究主要以總結不同類型鋼絲繩與不同織構表面繩槽之間鎖緊能力變化規(guī)律為目標，所以將鎖緊塊與卡位塊之間定義為摩擦接觸，其摩擦因數(shù)在數(shù)值上等于實際中加了滾子的摩擦因數(shù)。由機械手冊可查，動、靜摩擦因數(shù)均為0.05。

在楔形鎖緊塊和主繩實際動作過程中，鎖緊塊由于受到前后壓板的限制，只在垂直方向和左右水平方向有位移，而鋼絲繩只有垂直方向上的位移，因而，必須對兩者施加位移約束設置。分別選中各部件需要施加約束的面，并進行逐一定義位移約束，定義情況如表 3 所列。

表3 位移約束情況

楔形自鎖機構主要受到鋼絲繩向下的載荷，該載荷包括鋼絲繩自重以及繩端罐籠或箕斗的自重。以千米礦井四繩提升機為例進行估算，副井鎖繩機構所承受的重量約為 40 t，主井鎖繩機構所承受的重量約為50 t，故在有限元軟件中對鋼絲繩三維模型端面施加500 000 N 豎直向下的力，來進行鎖繩器自鎖仿真，如圖 7 所示。

圖7 鋼絲繩所受載荷

4 結果與討論

4.1 鋼絲繩捻向、股型和鎖緊塊表面結構的影響

由圖 8 可見，所有的鋼絲繩位移在前 0.6 s 內都隨著時間的增大而呈近乎線性增長。從鋼絲繩捻制方面來說，同向捻鋼絲繩比交互捻鋼絲繩表現(xiàn)出了更好的摩擦特性，不同結構同向捻鋼絲繩在不同表面結構鎖緊塊上達到完全鎖緊時所需的位移均遠遠小于不同結構交互捻鋼絲繩在不同表面結構鎖緊塊上完全鎖緊時所需的位移。這是因為在鋼絲繩與鎖緊塊表面繩槽線接觸彈流狀態(tài)下，同向捻鋼絲繩和交互捻鋼絲繩隨著時間的增大會與接觸表面形成黏著，鋼絲繩與鎖緊塊表面將處于彈塑性接觸狀態(tài)，但由于同向捻捻制形成的鋼絲繩其內部間隙會比交互捻捻制的鋼絲繩大，所以同向捻鋼絲繩接觸區(qū)域接觸點尺寸和數(shù)目會大于交互捻鋼絲繩的，因此同向捻鋼絲繩會引起摩擦因數(shù)增加，達到完全鎖緊時所需的位移均小于交互捻鋼絲繩。

圖8 不同表面結構的鎖緊塊鎖緊時鋼絲繩的位移

從鋼絲繩股型方面來說，橢圓股鋼絲繩在達到完全鎖緊時所需的位移最小，其表現(xiàn)出的結構性能最優(yōu)，三角股鋼絲繩表現(xiàn)次之，圓股鋼絲繩結構性能最弱。其原因是鋼絲繩與鎖緊塊表面產(chǎn)生相對滑動時，形成的接觸點會受到黏附力和變形力的剪切作用。橢圓股鋼絲繩表面結構最為復雜，三角股鋼絲繩表面結構較為復雜，圓股鋼絲繩表面結構最簡單，因此橢圓股鋼絲繩與鎖緊塊表面形成的接觸點最多，三角股鋼絲繩次之，圓股鋼絲繩接觸點最少。在鋼絲繩鎖緊過程中，鋼絲繩與鎖緊塊產(chǎn)生相對滑動，橢圓股鋼絲繩需要克服的剪切力會比三角股和圓股鋼絲繩需要克服的更大，同理，三角股鋼絲繩會比圓股鋼絲繩需要克服的剪切力更大，因此橢圓股鋼絲繩與鎖緊塊表面的摩擦力更高。

從繩槽表面織構來說，圓股交互捻鋼絲繩在光滑表面結構鎖緊塊上達到完全鎖緊時需要的滑動位移最大，橢圓股同向捻鋼絲繩在凸包表面結構鎖緊塊上達到完全鎖緊時需要的滑動位移最小。通過對比排除鋼絲繩捻向和結構的影響，發(fā)現(xiàn)了 3 個不同表面結構鎖緊塊對鎖緊裝置鎖繩能力的影響，其中凸包微造型表現(xiàn)出了最好的鎖繩特性，其次是凹坑結構，光滑表面鎖繩特性最差。這說明合理的表面微造型對改善線接觸摩擦副的摩擦特性有一定的積極作用。研究發(fā)現(xiàn)凸包微造型一部分可以與鋼絲繩間隙發(fā)生嵌合現(xiàn)象，增大鋼絲繩與鎖緊塊表面的接觸面積，進而增強鎖繩器鎖緊時摩擦性能和鎖繩能力；鋼絲繩與鎖緊塊接觸中一定會產(chǎn)生少量的磨屑，這些磨屑會造成鋼絲繩與鎖緊塊表面實際接觸面積的減小，凹坑微造型可以適當儲存一些鋼絲繩與鎖緊塊摩擦接觸產(chǎn)生的磨屑，進而提高鎖繩器鎖緊能力；光滑表面結構鎖緊塊沒有微造型，所以其表現(xiàn)出的鎖繩能力最弱。

綜上，鎖緊塊表面微結構有序化、合理化將有效提高鎖緊裝置鎖繩能力的提高，為深井提升機鎖繩時接觸摩擦學行為及無損鎖繩機理研究打下可靠的基礎。

4.2 正交試驗設計

正交試驗采用捻向、股型和繩槽表面結構 3 個因素，分別用 A、B、C 表示，用 D 來表示誤差。設計各因素確定為三水平。正交試驗因素與水平如表 4 所列，因為捻向因素只有 2 個因子，因此采用“擬水平法”，不考慮因素之間的交互作用。選用 L9(3⁴) 模式表設計試驗，正交試驗方案和試驗結果如表 5 所列。

表4 正交試驗因素與水平

表5 正交試驗方案和試驗結果

4.3 正交試驗極差分析

各因素對試驗指標影響的主次用極差值 R 的大小體現(xiàn)。R 值越大，表示該因素對指標的影響越大。試驗中的 R 值大小，反映捻向、股型和表面結構對鋼絲繩位移影響的主次?；诒?5 中的正交試驗結果，得到鋼絲繩位移的極差值。

表6 中，Q₁、Q₂、Q₃ 表示不同因素不同水平位移之和；q₁、q₂、q₃ 分別表示不同因素不同水平位移的平均值；R 為 q₁、q₂、q₃ 極差，不同因素的極差是根據(jù)其 3 個均值中最大值與最小值的差得到的。由表6 可知，捻向、股型和表面結構三因素中，股型因素對應的 R 值最大，其對鎖緊器鎖繩能力影響最大；捻向影響次之，表面結構影響最??；排序為股型＞捻向＞表面結構。同時，鋼絲繩位移越小，對應的鎖繩器鎖繩能力越強。綜合可得，最優(yōu)解為 A3B3C2，即同向捻、橢圓股和凸包表面結構工況下，鋼絲繩鎖緊時滑動位移最短，鎖繩器鎖繩能力最強。

表6 鋼絲繩位移的極差分析結果

4.4 正交試驗方差分析

為進一步確定捻向、股型和繩槽表面結構對鎖繩能力的機構影響程度，對試驗數(shù)據(jù)進行三因素無交互作用的方差分析，結果如表 7 所列。

表7 鋼絲繩位移的方差分析結果

采用 SPSS 軟件進行多因素方差分析，可根據(jù) P值大小判斷各因素對鎖繩能力影響的顯著性。忽略三因素相互作用，只分析三因素單獨的影響程度，顯著性水平選擇為 α=0.05。由表 7 可知，捻向、股型、表面結構的 P 值都大于 0.05，說明三因素不同水平都對鋼絲繩位移無顯著影響，但是三因素對鋼絲繩位移影響程度由大到小為股型、捻向、表面結構。方差分析結果與極差分析結果一致。