ANSYS/LSに基づく丸鋸刃による岩石切断時の破片分離の調査

Jan 30, 2024

Scientific Reports volume 12、記事番号: 17346 (2022) この記事を引用

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1 オルトメトリック

メトリクスの詳細

丸鋸刃は石材加工に広く使用されています。 岩石切断における複雑な動的問題を調査するために,ANSYS/LS-DYNAに基づく硬岩切断丸鋸刃数値シミュレーションモデルを確立した。 岩石の破壊機構と切削力と岩石破片に及ぼす切削パラメータの影響を数値シミュレーションによって研究した。 結果は、岩石の破壊モードが主に引張破壊であり、多少のせん断破壊と圧縮破壊を伴うことを示しました。 送り速度が速くなると切削抵抗と切粉数が増加します。 丸鋸刃の回転速度が上がると、切断力と破片数は減少し、安定する傾向にあります。 丸鋸刃間の距離が増加すると、切断力と岩石破片の数が増加し、基本的な安定性が維持されます。二重丸鋸刃間の距離が 25 mm に達すると、完成した岩板と丸鋸の相互作用が形成されます。刃が減ります。 数値シミュレーションでは、丸鋸刃が岩石を切断するときの岩石の破壊と力を正確にシミュレートできます。

丸鋸刃は、硬岩、コンクリート、ガラスを切断するなど、多くの業界で頻繁に使用されています。 硬い岩石層の場合、丸鋸刃やその他の切削工具を設計する研究者にとって、岩石の破壊方法と丸鋸刃による岩石切断プロセス中の切断力は不可欠です。

多くの研究者が、丸鋸刃で岩石を切断する過程での切断力を考慮するために、多くの理論的研究と実験的試みを実施し、さまざまな数値シミュレーション手法を採用してきました。 徐ら。 は、丸鋸挽きにおける切断特性と力の比を研究する一連の実験を実施し 1、花崗岩の丸鋸刃研削のエネルギーと力を調査しました 2。 黄ら。 は、接線力に基づいた鋸引き力の予測モデルを提案しました3。 アスランタスら。 は、大理石の切断に使用される丸鋸刃に対する軸方向の切断力の影響を研究しました4。 Karakurt は、丸鋸刃の切断力と操作変数を決定するためにタグチ法を適用しました5。 比切断エネルギーは丸鋸刃の切断性能の重要な評価指標です。 アイディンら。 は実験を使用して、操作変数と岩石の特性が比エネルギーに及ぼす影響を研究しました6。 ユルダクルら。 統計的手法による特定の切削エネルギーの予測を研究しました7。 アーソイら。 は、さまざまな送り速度と切り込み深さでの丸鋸刃の切断特性に対する岩石パラメータの影響を調査しました8。 カーラマンら。 大口径丸鋸の一連の性能測定により、スラブの生産と岩石の特性を評価するために使用されるモデルが確立されました9。

多くの学者が、丸鋸刃の鋸の加工性、損傷、岩石の破片、摩耗などを研究してきました。 Güney は、岩石の表面硬度に基づいて大径鋸の性能を予測するモデルを確立しました。このモデルは、炭酸塩の鋸加工性を予測するために使用できます10。 フェナーら。 Ersoy et al.12 と Aydin et al.13 は、単回帰分析と重回帰分析を使用して、鋸の加工性と岩石の特性の間の相関関係を研究しました 11。 Zeng ら 14 は、丸鋸刃切断による石炭と岩石の損傷に対する切断パラメータの影響を研究しました。 Tang et al.15 と Liu et al.16 は、統計的な岩石損傷構成モデルに基づいて岩石損傷を研究しました。 岩石の破片はLuらによって研究された。 LS-DYNA17ベース。 Aydin et al.18 は、人工ニューラル ネットワークと回帰分析に基づいて鋸刃の性能予測を調査しました。 トゥマックら。 らは、大径丸鋸刃による切断性能19と大径鋸加工性能の予測20を研究してきた。 Turchetta et al.21 は、高速下での丸鋸刃の切断力と摩耗を研究しました。 Wang et al.22 は数値シミュレーション法を用いて岩石を切断する丸鋸刃を研究した。 しかし、この論文では、丸鋸刃が一定の切り込み深さで岩石を切断する過程で、岩石の損傷と切断力に及ぼす鋸刃の切断パラメータの影響を研究しました。 しかし、丸鋸刃による岩石破片の切断に関する研究は少なく、丸鋸刃による岩石切断の過程で、岩石片を使わずに、柔軟な鋸刃の切断パラメータが鋸刃の変形や岩石の損傷に与える影響について調査されています。縦方向23． Lu et al.24 は、丸鋸刃による岩石切断によって形成される円錐形のピック破壊岩板について調査を行っているが、丸鋸刃による岩石切断については検討されていない。 Tao et al.25 は、非線形動力学有限要素シミュレーション法を用いて丸鋸刃の切断砥石を研究し、その論文では運動規則と摩耗メカニズムを研究しました。 Wicaksana et al.26 は、岩石の動的特性を考慮した数値シミュレーション手法を使用して、切断プロセスで岩石を破壊するピックカッターを調査しました。論文では、研究は岩石の動的特性を考慮しています。

これまでの研究により、丸鋸刃は多くの進歩を遂げてきました。 ほとんどの研究者は、丸鋸刃が岩石を切断する過程での切断力、比切断エネルギー、岩の鋸加工性、および丸鋸刃の摩耗を研究しています。 そして、他のカッターで岩石（石）を砕く研究をしている研究者もたくさんいます。 丸鋸刃が岩石を切断して多くの破片を生成したり、岩石に損傷を与えたりすることに関する調査はあまり行われていない。 そこで本論文では、岩石を垂直に切断する丸鋸刃の切断パラメータが岩石破片や岩石損傷に与える影響を数値シミュレーション手法を用いて調査した。 そして,岩石を切断する丸鋸刃実験を用いて,数値シミュレーションを修正した。 丸鋸刃の送り速度は 0.10、0.12、0.14、0.16、0.18、0.20、0.22、0.24、0.26、0.28、0.30 m/min に設定され、回転速度は 1000、1400、1800、2200、 2600 および 3000 r/min、ダブル丸鋸刃の間隔を 10、15、20、25、30、35、40、45、50 mm に設定し、切断パラメータが丸鋸刃の切断に及ぼす影響を調査しました。パフォーマンスと丸鋸で岩を切断する過程での岩の破片。 したがって、シミュレーション結果は岩石処理の指針となる可能性があります。

岩石を丸鋸刃で切断する場合、切断力は図1に示すように法線力、接線力、軸力から構成されます。法線力は丸鋸刃と岩石の間の圧縮によって形成されます。 鋸刃と岩の間の相対的な滑り摩擦によって接線力が形成されます。 軸力は、丸鋸刃と岩壁の間に破片が押し出されることで形成されます。 ダイヤモンド鋸刃のダイヤモンド砥粒が岩盤切断時の切断力に及ぼす影響を図1に示します。切断力、法線力、接線力と比較すると、軸力は小さすぎて問題を単純化できません。モデル。 したがって、丸鋸刃が岩石を切断する際の接線力と垂直力を解く方程式は、式 (1) および (2) に示されます27。

ここで、 \({l}_{s}\) は 1 つのセグメントの弧長、 \({l}_{w}\) は 1 つの水路の弧長、 \(\updelta \) は連続鋸刃の比率、\(\delta =\) 0.713。

ここで、C は 1 つのブロック上の有効な研磨材の数、\({A}_{a}\) は単位面積あたりのダイヤモンド研磨材の数、\(\eta \) は有効な研磨材粒子と砥粒の比率です。実際に切断に関与するダイヤモンド砥粒は通常 2/3 で、b は丸鋸刃の断面幅です。

ここで、\({l}_{c}\) は鋸引き円弧の長さ、D はブレードの直径、\(\beta \) は鋸引き円弧の角度です。

ここで \({C}_{p}\) は単一ダイヤモンド砥粒の切削深さです。

ハードロックを切断する丸鋸刃モデル。

単一ダイヤモンド砥粒の最大切り込み深さは式(7)で表されます。

ここで、\(\theta \) は刃底角度の半分で 60 度、\({V}_{f}\) は送り速度、\({V}_{r}\ ) は回転速度です。

図 1 によれば、接線力と法線力の解は次のように表すことができます。

ここで、 \({F}_{t}\) は接線力、 \({F}_{n}\) は垂直力、 \({F}_{x}\) は水平力、 \({F}_{y}\) は垂直方向の力です。 その中で、丸鋸刃と岩石の接触弧の長さが \(k\) の値を決定します。 ただし、 \(k\) は動的変数です。

岩石は準脆性不均質材料です。 RHT 構成モデルは岩石のシミュレーションに適用され、丸鋸刃による切断による岩石の損傷を研究するために使用できます。 RHT 構成モデルは、34 のパラメーターを備えた岩石の性能をシミュレートでき、ほとんどのパラメーターをテストして正確に計算できます。 RHT モデルは、荷重を受けた岩石の破壊強度、初期降伏強度、残留強度を記述するために適用できます。 RHT モデルには、残留強度面、破壊面、弾性限界面の 3 つのキャップ面が含まれており、構成モデルで静水圧、破壊強度、弾性限界の関係を表現するのに役立ちます。

弾性限界表面関数方程式:

降伏曲面の上限は次のように表されます。

ここで、\({P}_{0}\) は材料の弾性限界です。 \({Y}_{cla}^{*}\) は、材料の極限強度に対する弾性強度の比です。 \({P}^{*}\) は通常の静水圧です。

対応する破壊曲面の g 破壊関数 \({Y}_{fail}^{*}\) は次のように表されます。

ここで \({\sigma }_{eq}^{*}\) は正規化された等価応力であり、次のように正規化されます。

ここで、 \({f}_{c}\) は一軸圧縮強度、 \({Y}_{txc}^{*}(P)\) は圧縮子午線の強度です。 この変数の発展は次のように与えられます。

ここで、 \({F}_{RATE}(\dot{\varepsilon )}\) は動的ひずみ速度増大係数であり、次の式で示されます。

ここで、 \({R}_{3}(\theta )\) は、次の方程式で示される、任意の応力角に対応する半径半径と半径子午線半径比です。

ここで、 \(\theta ={\text{cos}}^{-1}\left(\frac{3\sqrt{3}{J}_{3}}{2{J}_{2}^) \frac{3}{2}}\right)/3\), \(0\le \theta \le \pi /3,\)

つまり、0.51 \(\le \) Q2 \(\le \) 1.0、A、N、\(\partial , \delta , {Q}_{2}\) および \({B}_{Q} \) は材料パラメータです。

残留強度面については以下で説明します。

ここで、B は残留破壊表面定数です。 M は残留破壊面指数です。

フロントの説明は次のとおりです。フロントが弾性限界と最大破壊面の間に位置する場合、

ここで、 \({\varepsilon }_{pl,eq}\) と \({\varepsilon }_{plhard/eq}\) は、それぞれ現在の破壊面と最大破壊に対応する塑性ひずみです。

フロントが最大破壊面と残留破壊面の間に位置する場合、破壊面は損傷量 D に依存します。

ここで、 \({\varepsilon }_{f,min}\) は材料破壊時の最小塑性ひずみで、0.01、\({D}_{1}\) および \({D}_{ 2}\) は物的損傷定数です。 \({\varepsilon }_{P}\) は塑性ひずみです。

空間内で亀裂が不均一に伝播すると、派生材料に異方性が生じます。外部荷重作用との構成的損傷関係を構築するには、異方性挙動を考慮する必要があります。 各亀裂には、ノルク ベクトルの離散性を考慮して、亀裂の状態を表すダメージ値が与えられます。 破壊ファミリーの損傷変数は集合として定義され、式(25)で表されます。 \({d}_{i}\) は i 番目の亀裂の損傷内部変数です。

単純化するために、まず岩石母材には単一グループの亀裂が含まれていると考えるべきです。 グループ破壊の法線ベクトルを n と仮定すると、\(d=d({\varvec{n}})\) は破壊分布密度、つまり一般に損傷変数を表すために使用されます。 熱力学に基づいた損傷力学モデルを構築するには、破壊マトリックス系の自由エネルギー式を決定する必要があります。 亀裂伝播のエネルギー散逸のみを考慮すると、関数 (26) にプロットされているように、システムの無ひずみエネルギーは巨視的変数 \(\varepsilon \) と損傷変数 d の関数になります。

ここで、 \({C}^{hom}\left(d\right)\) は、損傷した材料の実効弾性テンソルです。

これは、内部変数から自由エネルギーを導出することで取得できます。 まず、式(27)に示すようにマクロな応力とひずみの関係を確立します。

ダメージ変数に関係する熱力、つまりダメージ駆動力が得られます。

熱力学の第 2 法則によれば、破壊の伝播によって生じるエネルギー散逸は非負であり、式 3 を満たします。 (29)

熱力学の枠組みでは、式 1 に示すように、ひずみエネルギー解放率に基づく損傷基準が通常採用されます。 (30)

ここで、\(R\left(d\right)\) は、損傷基準 (31) に対する損傷の進展 (亀裂の伝播) の抵抗関数です。 積載条件は以下の通りです。

岩石が斜方晶系の材料であると仮定すると、損傷の進展は直交化基準に従います。

ここで、 \({\lambda }^{d}\) はダメージ倍率です。

古典的な塑性理論と同様に、荷重および除荷条件を考慮した損傷の進展方程式は次のとおりです。

ダメージ乗数 \({\lambda }^{d}\) は、次のようにダメージ一貫性条件 (g = 0 および \(\dot{\text{g}}=0\)) によって決定できます。

さらに、損傷進展基準に基づいて、応力とひずみの関係を速度の形で確立できます。 まず、巨視的な応力とひずみの関係は、微分形式で次のように表されます。 (35)

そして、(36) として示される次の関係があります。

そして、式を(37)として取得します。

ここで、 \({C}^{tan}\) は材料の接線弾性テンソルであり、式は (38) のようになります。

その中には、損傷硬化パラメータ \({H}_{d}=-\partial g/\partial d\) があります。

丸鋸刃で岩石を切断する 3 次元モデルを図 2 に示します。岩石と丸鋸刃は 800 \(\times \) 300 \(\times \) 300 mm の直方体として簡略化されています。丸鋸刃モデルは直径 600 mm、厚さ 5 mm、U 字型の歯が 24 枚あります。 丸鋸刃は円形のスチールコアの周囲にろう付けされました。 材料モデル RHT と 8 節点六面体 SOLID_164 が岩石モデルのメッシュに適用され、要素サイズは MeshTool によって 1 mm に設定されます。 この論文は主に岩石破片と丸鋸刃の切断力を研究しており、丸鋸刃は剛体材料と噛み合っています。 岩石の主なパラメータを表 1 に示します。岩石構成モデルと鋸刃モデルの主な材料パラメータは、表 2 と表 3 に示す数値シミュレーション モデルに適用されます。拘束全体は、岩石の底面に追加されました。 x、y、z 方向 (サーフェスの左右、およびサーフェスの前後) の変位を制限します。 実際の岩を正確にシミュレートするために、カットされていない無反射境界が岩の表面に追加されています。 丸鋸刃と岩石の間の相互作用問題を解決することを目的として、自動ラグランジュ/ラグランジュ結合が適用されました28。 y 方向と z 方向の変位制約と、x 軸と y 軸の回転制約が丸鋸刃に使用されました。 y 方向の直線運動と x 軸周りの回転が丸鋸刃に適用されました。 計算ファイルを出力するための時間ステップは 0.01 秒に設定されました。 k ファイルは、ワークステーション (40 コンピューティング コア) で計算するために ANSYS/Slover にインポートされました。 この論文は、岩石切断プロセス中の丸鋸刃を使用して岩石の破砕メカニズムを調査しました。

岩石を切断する丸鋸刃の数値シミュレーションモデル。

丸鋸刃による岩盤への垂直切断を行うための丸鋸刃岩石切断試験台を設置。 丸鋸刃切石試験台を図3に示す。高速カメラを使用して丸鋸刃切石を撮影し、力センサーと力信号取得システムを使用して丸鋸刃切石を収集する。力。 丸鋸刃は回転速度1000r/min、送り速度0.20m/minで岩石を垂直に切り込みます。

丸鋸刃切断岩石試験台。

丸鋸刃を岩石に垂直に切断した実験結果を図4(1)に示します。 切削抵抗、法線力、接線力、軸力の実験結果と数値シミュレーション結果の誤差は 0.05 未満であり、数値シミュレーションは正確です。 実験と数値シミュレーションの結果を図4(2)に示しますが、数値シミュレーションの結果から、丸鋸刃による切断により岩盤が破壊され、いくつかの破片が形成されることがわかりました。 そして実験の結果、岩石の破片がいくつかあることが分かりました。 丸鋸刃による岩石切断実験の結果は、数値シミュレーションを修正し、数値シミュレーションの精度を向上させるのに役立ちました。

岩石を丸鋸刃で切断した実験結果。

丸鋸刃を前進速度0.3m/min、回転速度3000r/minで岩石を切断したときの岩石破砕過程の数値シミュレーション結果を図5に示します。丸鋸刃が岩石を圧縮し、初期段階で岩石の損傷領域が形成され伝播し、その後損傷領域が拡大しました。 図5aに示すように、岩石の損傷領域は丸鋸刃の周囲の接触位置に発生しました。 丸鋸刃の背後にある要素が最初に鋸刃の影響を受け、損傷と歪みが生じました。 明らかなひずみは丸鋸刃と岩盤との接触位置の中心前方に現れ、丸鋸刃と岩石破壊部の接触位置中心前方に近づくと、岩石要素のひずみが明確になり、図 5b に示すように、鋸刃セグメントのエッジが岩石要素に切断力を及ぼします。 丸鋸刃の両側のほとんどの要素は故障しませんでしたが、これは主に岩石が弾性変形を起こしたためです。 図5cに示すように、岩石の切断が継続するにつれて損傷フィールドが拡大し、損傷フィールド内のいくつかの要素が破壊されました。 岩石要素の変形は、丸鋸刃が岩石を切断した位置で発生しました。 鋸刃が回転している間、鋸刃セグメントの端に接触する要素の変形は明らかでした。 切断深さが増加すると、丸鋸刃と岩石の接触面積が増加し、損傷フィールドの長さが増加しました。 ただし、ダメージフィールドの幅は減少しました。 図5dにプロットされているように、丸鋸刃が岩石を切断するにつれて破損要素の数が増加しました。 図5eに示すように、丸鋸刃で岩石を切断すると損傷面積は減少し、岩石は砕けて破片を形成しました。 図 5d、e を比較すると、丸鋸刃の両側の損傷領域が減少し、故障要素の数が増加していることが明らかです。

丸鋸刃は切り込み深さ10mm、送り速度0.3m/min、回転速度3000r/minで岩石を切断します。

切断深さが増加し、損傷領域が減少するにつれて、いくつかの破片が形成されました。 損傷フィールドの一部の要素は、主に岩石によって生成された弾性変形と圧縮応力により破損しませんでした。 図 5f は、多くの破片が岩から落ち、損傷ゾーンが減少したことを示しています。 図5d-fに示すように、岩石は一種の不均質材料であるため、亀裂の位置はランダムでした。 図5fにプロットされているように、より多くの破片が規則性なく出現し、いくつかの破砕領域を形成します。 丸鋸刃の前後の損傷領域では、要素は鋸刃が岩を切断するときに岩石を形成する岩の破片をシミュレートできませんでした。 破片は主に切断領域の中央部分で形成され、より大きな破片は丸鋸刃と岩石の交差領域の中間領域から分離されました。

図 5d ～ f を比較すると、切断深さが増加するにつれて、損傷フィールドが減少し、要素が破損し、岩石切断領域にいくつかの破片が形成されたことが明らかです。 切削深さが深くなるにつれて、損傷領域は減少し、破壊要素と破片の数が増加しました。 破壊要素を削除すると、破壊基準に達しなかった一部の要素が岩石から分離して破片が形成されました。 破片のほとんどは、丸鋸刃の両側の切断領域の中央部分に形成されました。 丸鋸刃は高い回転速度で岩石を切断し、多くの破片が形成され、鋸刃と鋸溝の両側の岩石との相互作用の媒体となり、これが軸力の発生の主な理由でした。 。 鋸のスロットの両側にかかる力は、切断領域の中央でより大きくなり、重大な破損とより大きな損傷領域を引き起こします。

岩石の損傷分布を調査するために、図 6 に示すように、さまざまな断面が使用されました。y 方向の 6 つの断面と x 方向の 1 つの断面は、岩石の破片と損傷が岩石の破片と損傷が方向に沿って分布していることを示しました。岩の内部にある丸鋸刃。 主な損傷ゾーンは円弧に沿って、丸鋸刃の両側に分布していました。 ダメージフィールドはランダムに分布しており、岩石が壊れたり、岩石から破片が落ちたりすることはありませんでした。 図6aに対応する6つのプロファイル（図6b〜g）を比較すると、鋸刃の長手方向の深さに沿った損傷領域の分布は回転速度と送り速度に密接に関係していると結論付けることができます。 図 6a では、損傷ゾーンは均一に分布していません。 反時計回りの回転速度と下向きの送り速度に応じて、ダメージ フィールドは左から中央に向かって増加し、中央から右に減少します。 最もダメージが大きい領域は中央で、左側は最もダメージが少ないです。 シミュレートされた回転速度と送り速度が岩石に与える影響により、岩石に対する鋸刃の損傷が増大します。 右側の損傷領域は、鋸刃の切断によって形成された破片ペアにより、左側の損傷領域よりも大きくなります。 損傷フィールドは鋸継ぎ目の円弧端の上部にランダムに分布しており、岩石の破片は主に上面にあります。

y 方向のさまざまな断面の分布。

異なる断面の分布は、鋸刃の両側と異なる深さの岩石の間の浸食距離が異なることを明確に示しました。 丸鋸刃の切り込み深さは、切断性能に大きな影響を与えます。 切込み深さが大きくなると、岩石の等方性と連続性により多くの亀裂が交差し、破片が多量に形成されます。 丸鋸刃による岩石切断の数値シミュレーションにより岩石の破砕過程を再現できることが示された。

丸鋸刃と岩石の間の相互作用に関する岩石の破砕メカニズムを調査するために、丸鋸刃が岩石を垂直に切断する際に、丸鋸刃と岩石の間の最初の接触点における破砕フィールドで 5 つの破壊要素が選択されました。図 5 では、図 7 に示すように、丸鋸刃による岩石切断の失敗を調査するために、応力、圧力、損傷値と時間を測定します。圧力の正の値は圧縮応力を示し、負の値は圧縮応力を示します。は引張応力を示します。 岩石を切断する丸鋸刃のプロセスでは、圧縮破壊、引張破壊、せん断破壊を含む 3 種類の異なる破壊モードが発生する可能性があります。 研究方法は参考文献 22 と同様であり、参考文献 25 と同様である。 要素の引張応力が 18.2 MPa に達すると引張破壊が示され、せん断応力が 39.7 MPa に達するとせん断破壊が予測されます。それ以外の場合、要素は圧縮破壊を示します。

さまざまな位置での圧力とそれに対応するダメージと時間の関係。

図 7a に示すように、テスト ポイント 1 (要素 124、123) の圧力は 55.1 MPa に達しました。 せん断応力は 21.5 MPa で、39.7 MPa 未満であり、引張応力は 18.2 MPa の引張強度閾値未満であり、損傷値は 1 に達したため、テスト ポイント 1 は圧縮破壊であると判断されました。 試験点 2 の損傷値は 1 となり、抽出値が比較的低いため、引張応力は 18.18 MPa に達しました。 せん断応力は 16.83 MPa で、これは破損がせん断応力によって生じたものではないことを意味し、図 7b に示すように、テスト ポイント 2 の破損モードが引張破損であることを示しています。 テスト ポイント 4 では、せん断応力は 39.7 MPa に達しました。 ただし、引張応力と強度応力は引張強度 18.2 MPa 未満であり、せん断破壊が示されました。

5 つの試験点のうち、3 点は引張破壊を示し、1 点は圧縮破壊を示し、1 点はせん断破壊を示しました。 したがって、岩石要素の破壊モードは主に引張破壊であると要約できます。 表 4 に示すように、いくつかは圧縮破壊とせん断破壊です。

丸鋸刃は、回転速度 2000 r/min、送り速度 0.10、0.12、0.14、0.16、0.18、0.20、0.22、0.24、0.26、0.28、0.30 m/min で硬岩を切断しました。 図 8 は、送り速度 0.10、0.14、0.18、0.22、0.26、0.30 m/min で岩石を切断した丸鋸刃からの破片を示しています。 送り速度が増加するにつれて、岩石破片の数が著しく増加しました。 送り速度が 0.10 m/min の場合、破片は少なくなり、送り速度が増加するにつれて岩石の損傷領域の範囲は不明瞭になりました。 損傷要素は確実に減少しなかった。 送り速度が高くなると、岩石モデルの損傷が加速します。 ダメージ値が 1 に達すると、要素は失敗し、削除されます。 送り速度が低い場合、岩石要素の弾性変形または塑性変形は岩石要素の破壊強度に達しません。 しかし、送り速度が速くなると、岩石のひずみは破壊ひずみに達し、岩石要素が破壊されて削除されます。 送り速度は岩石破片の生成に大きく影響し、送り速度が増加すると岩石破片が増加します。

さまざまな送り速度で切断する丸鋸刃による岩石の破砕。

数値シミュレーションは、さまざまな送り速度で岩石を切断する丸鋸刃で実行されました。 力は数値シミュレーションの結果から求めた。 切削力、法線力、接線力、軸力を異なる切削速度で比較し、力に対する送り速度の影響を調査しました。 図9aに示すように、送り速度が増加するにつれて切削抵抗は増加しました。 法線力曲線を図 9b に示します。 また、送り速度に応じて垂直抗力が変化する傾向は切削抵抗と同様であり、垂直抗力は送り速度の増加とともに増加します。 送り速度は力に大きく影響し、送り速度が速いほど切削抵抗は増加します。 送り速度の接線力と軸力の曲線は図9c、dにプロットされており、接線力と軸力は送り速度の増加とともに増加します。これは参考文献23の分析と一致しています。

力は異なる回転速度で反応します。

送り速度 0.20 m/min、異なる回転速度 1000、1400、1800、2200、2600、3000 r/min で岩石を切断した丸鋸刃の破片が図 10 にプロットされています。回転速度の増加とともに岩石破片の量は減少します。 回転速度が破片の形成と損傷領域に大きく影響したことは明らかです。 岩石損傷場の変化傾向はRef.22と同様ですが、さまざまなパラメータを持つ岩石破片は調査されていません。 岩石の破片は岩石の損傷に関係しています。 したがって、岩石の破片と岩石の損傷については一緒に議論する必要があります。 丸鋸刃による岩石損傷面積は回転速度の増加とともに減少し、岩石破片の数は減少しました。

さまざまな回転速度で切断する丸鋸刃からの岩石の破片。

回転速度が力に及ぼす影響を図 11 に示します。回転速度が増加するにつれて、力は顕著に減少し、減少の範囲も減少しました。 回転速度の増加に伴い、丸鋸刃のユニットが進歩し、回転サイクル数が増加し、1工程での硬質岩の切削量が減少し、丸鋸刃と硬岩との間の相互作用力が減少しました。減少しました。 さらに、岩石破片の量と体積が減少し、1 サイクルあたりの切削量が減少しました。 丸鋸刃の回転速度が増加し、鋸溝の両側の損傷ゾーンが減少しました。 回転速度の増加に伴い、丸鋸刃と鋸溝の両側の岩壁との間の削り量は減少した。 鋸刃と鋸スロットの両側の岩壁との間の相互作用が減少し、軸力が減少しました。

さまざまな送り速度での回転速度による平均力の変化。

送り速度と回転速度が異なる三次元力雲画像を比較・解析しました。 力に対する送り速度の影響は、回転速度の影響よりも顕著です。 送り速度が増加すると回転速度が低下し、力が増加します。 図 12 は、送り速度が増加し、回転速度が低下すると、丸鋸刃の切断力が増加することを示しています。 切削パラメータは力に大きな影響を与えます。 硬い岩石を切削する場合は、回転速度を大きくし、送り速度を小さくして力を軽減します。 ただし、送り速度を低くし、回転速度を高くすると、切削効率が低下します。

送り速度と回転速度の 3 次元の力雲イメージ。

送り速度 0.3 m/min で硬岩を切断するダブル丸鋸刃。 回転速度は3000 r/min。 両鋸刃間の間隔 10、15、20、25、30、35、40、45、50 mm を比較しました。 岩石の破砕結果を図 13 にプロットします。距離が小さい場合、鋸刃の間に岩石スラブは形成されませんでした。 岩は完全に砕けており、丸鋸刃との相互作用によって形成された岩の破片の数は少なかった。 二重の丸鋸刃間の間隔が狭いため、丸鋸刃が岩盤に及ぼす力が重なり合い、岩石の破壊強度に達して破壊された岩石を除去し、より大きな鋸の隙間を形成しました。 ２枚の丸鋸刃の間隔が狭い場合、２枚の丸鋸刃の間に完全なスラブを形成することが困難であった。 ２枚の鋸刃間の距離が１５ｍｍに達すると、２枚の鋸刃の間に岩盤のセクションが形成された。 図13bに示すように、鋸刃の力の重畳により、岩盤の中央部分が破損して破壊され、多数の岩石の破片が形成されました。 鋸刃間の間隔が 20 mm に達すると、岩石の量が増加しました。 図 13c に示すように、ブレード間の間隔が 15 mm の場合よりも、岩石スラブの破損は少なく、岩石の破片も少なくなりました。 丸鋸刃間の間隔が増加するにつれて、形成される岩石スラブの幅も増加しました。 岩石を切断する丸鋸刃は多くの破片を生成しましたが、2 つの丸鋸刃の間隔が狭いため、破片の数は少なくなりました。

二重丸鋸刃間のさまざまな間隔を持つ岩石の破片。

さまざまな間隔で岩石を切断する二重丸鋸刃の力が図 14 にプロットされています。切断力は最初に増加し、その後、間隔が増加するにつれて安定しました。 間隔の増加に伴う法線力と接線力の変化は、切削力と同様でした。 ただし、図 14d に示すように、鋸刃の間隔による軸力の変化はまったく異なりました。 軸力は変化し、最初は減少し、間隔が増加するにつれて安定しました。 図 14d に示すように、軸力に対する距離の影響は明らかです。 スペースが 25 mm に達すると、切削力、法線力、接線力、軸力が着実に変動しました。 丸鋸刃１と丸鋸刃２の力は異なります。 岩石は異方性材料であるため、2 枚の丸鋸刃の間では鋸刃の力にわずかな差が生じました。 ダブル鋸刃は同じ回転速度と送り速度で岩石を切断し、鋸刃間の未切断領域には鋸刃の同じ力場が重なり、切断力が低減されました。 しかし、2 つの丸鋸刃の距離が増加するにつれて、鋸刃間の応力の重なりが減少し、切断力、垂直抗力、および接線力が増加しました。 丸鋸刃の軸力は、分離距離が増加するにつれて鋸刃間の軸方向の相互作用が減少するため減少しました。 軸力は主に、岩石と鋸刃の間の破片の押し出しによって発生します。 丸鋸刃間の距離が２５ｍｍ以上になると、鋸刃の軸力が安定する傾向にあった。

さまざまな間隔を持った二重丸鋸刃の力で岩石を切断します。

岩石に切り込む丸鋸刃の比切断エネルギーは、切断性能の重要な指標です。 また、丸鋸刃の切断パラメータは、特定の切断エネルギーに大きな影響を与えます。 丸鋸刃の比切断エネルギーは、破断体積と岩石損傷値1体積の合計に対する鋸刃の切断電力消費量の割合として定義されます。 丸鋸刃固有の切断エネルギーの研究結果。 さまざまな送り速度、回転速度、および両鋸刃間の距離による特定の切断エネルギー曲線を図 15 に示します。

さまざまな切断パラメータでの丸鋸刃の比切断エネルギー。

送り速度は比切削エネルギーに大きな影響を与え、比切削エネルギー消費量と送り速度の関係は二次関数になります。 図15aにプロットされているように、送り速度が増加すると、比切削エネルギーが増加します。 送り速度が増加すると丸鋸刃の切断力が増加するため、丸鋸刃の切断力は増加しますが、砕石体積はほとんど変化しません。 また、R2 フィッティング曲線関数は 09835、P 値は 9.79e−4 であり、フィッティング関数が正確で信頼できることを示しています。 図 15b に示すように、回転速度の増加に伴って特定の切削エネルギー消費量は減少します。 R2 フィッティング硬化関数は 0.9878、P 値は 2.24e−4 であり、フィッティング関数が正確で信頼できることを示しています。 回転数が増加すると切削動力が低下するため、回転数が増加すると比切削エネルギーが低下します。 両鋸刃間の距離は、鋸刃の比切断エネルギーに大きく影響します。 図１５ｃに示すように、二重鋸刃間の距離が増加すると、比切断エネルギーが増加するが、増加速度は低下する。 Ref.22 のさまざまな切断パラメータの研究結果による岩石を切断する鋸刃の比切断エネルギーと比較すると、比切断エネルギーは同じ一致する変化形をしています。

本論文は、ANSYS/LS-DYNAに基づいて岩石を切断する丸鋸刃に関する3次元シミュレーションモデルを構築し、丸鋸刃による岩石の垂直切断中の切断性能および岩石破片メカニズムに対する切断パラメータの影響を研究した。

数値シミュレーションの結果は、岩石の破壊モードは主に引張破壊であり、いくつかのモードはせん断破壊と圧縮破壊であることを示しました。

切断パラメータは、丸鋸刃による岩石切断プロセスにおける切断力と岩石破片の数に明らかな影響を与えます。 回転速度の増加に伴い、丸鋸刃の切断力と岩片の数は減少し、その後は安定する傾向にありました。 ただし、送り速度が増加すると、切削抵抗と切りくずの数が増加します。

二重丸鋸刃間の間隔が大きくなると、切断力、法線力、接線力は増加しますが、軸力は減少します。 二重丸鋸刃間のスラブの形成には、二重丸鋸刃間の間隔が大きく影響する。 丸鋸刃の間隔が広くなるにつれて、岩石の破片の数が増加し、岩石スラブが壊れなくなる傾向がありました。

切削パラメータは、特定の切削エネルギーに大きな影響を与えます。 送り速度と両鋸刃間の距離が増加すると、比切断エネルギーが増加します。 しかし、回転速度が増加すると、比切削エネルギーが低下します。

調査結果は、丸鋸刃による岩石切断プロセスをガイドする適切な切断パラメータを選択するために使用できます。

この研究結果を裏付けるために使用されたデータは、記事内に含まれています。

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この研究は、中国の主要研究開発プロジェクト (助成金番号 2017YFC0603000) および山東省自然科学財団 (助成金番号 ZR2019BEE069) のプロジェクトによって支援されました。

山東科学技術大学機械電子工学院、青島、266590、中国

Zhiwen Wang、Qingliang Zeng、Lirong Wang、Jun Zhou

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ゼン・チンリャン

山東科学技術大学交通大学、青島、266590、中国

ルー・ジェングオ

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概念化、ZWW および QLZ。 方法論、QLZ; ソフトウェア、ZLL; 検証、LRW、JZ; データキュレーション、ZWW。 執筆—原案準備、ZWW。 執筆 - レビューと編集、QLZ。 資金調達、QLZ および ZGL すべての著者が原稿の出版版を読み、同意しました。

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転載と許可

Wang、Z.、Zeng、Q.、Wan、L. 他。 ANSYS/LS-DYNAに基づく丸鋸刃による岩石切断時の破片分離の調査。 Sci Rep 12、17346 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-22267-0

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受信日: 2022 年 6 月 1 日

受理日: 2022 年 10 月 12 日

公開日: 2022 年 10 月 16 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-22267-0

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