авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |

«А.Ю. Прокопов С.Г. Страданченко М.С. Плешко НОВЫЕ РЕШЕНИЯ В ПРОЕКТИРОВАНИИ ЖЕСТКОЙ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ...»

-- [ Страница 2 ] --

2) Расстановка узлов модели и разбивка на конечные элементы. В ка честве узлов приняты точки, ограничивающие участки конструкции с оди наковыми механическими свойствами или определяющие пространствен ное расположение конструкции и граничные условия. Таким образом, го ризонтальный ярус содержит следующие узлы: 1 и 3 – точки крепления рельсовых проводников к консоли, 2 – точка соединения консоли с распо ром, 4 и 5 – точки крепления яруса к бетонной крепи ствола. Для более корректного и точного моделирования процесса нагружения армировки, в частности, точек приложения сил, возникающих при движении подъемных сосудов, каждый рельсовый проводник разбит на 4 конечных элемента (подошву, шейку, нижнюю и верхнюю части головки) прямоугольного се чения. Таким образом, рельсовые проводники в точках их крепления к консоли содержат по 5 узлов (первый проводник – узлы 1, 6-9;

второй – уз лы 3, 10-13). Распределение узлов и конечных элементов конструкции в двух других ярусах аналогично рас смотренному.

3) Определение координат узлов.

Координаты узлов модели рассчиты ваются, исходя из геометрических па раметров элементов конструкции, их сорасположенности в пространстве и выбранного направления координат ных осей, при этом в качестве поло жительного направления горизон тальной оси X принято направление вдоль консоли от ее конца к крепи ствола;

горизонтальной оси Y – по нормали к консоли от ее конца к на правляющему устройству подъемного сосуда;

вертикальной оси Z – сверху вниз.

4) Задание геометрических па раметров и механических свойств элементов модели. В качестве профи лей элементов консоли и распора приняты параметры двутавра 27С;

в Рис. 3.22. Схема конечно-элементной качестве профилей элементов про модели консольно-распорной водников в точках крепления их к армировки консолям условно приняты прямо угольники, получаемые путем сечения рельса Р43 тремя параллельными подошве рельса плоскостями, проходящими через середины подошвы, шейки и головки рельса. При этом считается, что подошва, шейка и голов ка рельсовых проводников жестко соединены между собой, а длина каждо го прямоугольного сечения равна высоте профиля консоли (двутавра 27С).

В качестве механических свойств всех элементов модели приняты свойст ва стали.

5) Моделирование конечных кинематических условий. Реально суще ствующие узлы крепления консолей и распоров к монолитной бетонной крепи ствола посредством анкеров различных конструкций не позволяют обеспечить бесконечную жесткость и абсолютную неподвижность узла, поэтому узлы 4 и 5 не могут быть смоделированы как жесткие заделки.

Для более точного соответствия реальной конструкции и получения до полнительного запаса надежности, узлы крепления консолей и распоров анкерами (узлы 4, 5, 17, 18, 30, 31) моделируются шарнирно-неподвижны ми опорами. Учет влияния на состояние конструкции рельсовых провод ников, расположенных выше и ниже моделируемого участка, осуществля ется включением в модель еще четырех шарнирно-неподвижных опор, ог раничивающих оба проводника над верхним (узлы 40 и 41) и под нижним ярусами (узлы 42 и 43) модели.

6) Моделирование внешней нагрузки на элементы армировки. Исходя из существующей Методики расчета жестких армировок [39] и анализа степени влияния на устойчивость консольно-распорных армировок раз личных силовых воздействий, в модели приняты следующие группы на грузок, приложенных к среднему ярусу:

а) от движущихся подъемных сосудов (передаются на рельсовые про водники):

– Fлоб – лобовые силы, приложенные к торцевым поверхностям голо вок рельсов (узлам 9 и 13) против направления оси Y;

– Fбок – боковые силы, приложенные к серединам боковых поверхно стей головок рельсов (узлам 8 и 12) против направления оси X;

б) от собственного веса конструкции армировки:

– Fт – вес рельсов, приложенный вдоль проводников по направлению оси Z к узлам 8 и 12;

– qк – равномерно распределенная по длине нагрузка от веса консоли, приложенная к элементам 1-2, 2-3 и 3-4;

– qр – равномерно распределенная по длине нагрузка от веса распора, приложенная к элементу 2-5.

Принятые в модели величины боковой и лобовой сил, действующих на армировку со стороны подъемного сосуда, были определены согласно Методике расчета жестких армировок вертикальных стволов, исходя из учета движения с максимальной скоростью (12 м/с) груженой клети 2НОВ 400-15,0, предусмотренной типовой схемой К2.

3.3.2. Расчет параметров безрасстрельной армировки на конечно-элементной модели Консольно-распорная армировка Для проверки обеспечения необходимой жесткости и оценки работо способности и надежности конструкции безрасстрельной армировки, с по мощью вышеописанной модели был произведен расчет смещений узлов, силовых факторов и напряжений в элементах и опорных реакций, возни кающих под воздействием реальных нагрузок на армировку, наблюдаю щихся в практике.

Расчет рабочих параметров армировки производился с помощью ком пьютерного вычислительного комплекса «Зенит», реализующего метод конечных элементов.

Как показывают произведенные расчеты, в наиболее тяжелых услови ях работы находится элемент 1-2 (отрезок консоли между ее концом, об ращенным в ствол, и точкой присоединения распора), в котором возника ют максимальные для всей конструкции напряжения и наблюдаются мак симальные горизонтальные смещения в направлении, параллельном оси Y, образующиеся при воздействии на консоль лобовой силы от движущегося подъемного сосуда. Кроме того, несколько меньшие, но все же значитель ные напряжения от воздействия преимущественно боковой, а также лобо вой сил, возникают в стойках рельсовых проводников, причем напряжения в стойках верхнего и нижнего яруса почти так же велики, как и в среднем ярусе, на который в рассматриваемый момент времени приходится основ ная нагрузка от движущегося подъемного сосуда. Высокие напряжения на блюдаются также в элементе 2-3 (части консоли между распором и точкой крепления второго проводника). В остальных элементах консольно распорной армировки: в части консоли, непосредственно примыкающей к крепи ствола;

в распоре;

в подошвах и головках рельсовых проводников, – возникают относительно небольшие напряжения, составляющие 0,3 – 17% от максимальных.

Результаты расчета показали, что при воздействии на консольно распорную армировку реально действующих нагрузок максимальные сме щения не превысили 3,3 мм (узел 1), а в среднем составили: в направлении оси X – 0,26 мм, оси Y – 1,6 мм, оси Z – 0,01 мм. Максимальные напряже ния составили 195 МПа (элемент 1–2). Таким образом, расчетные значения смещений узлов и напряжений элементов не превышают допустимых, что свидетельствует о работоспособности консольно-распорной армировки с точки зрения обеспечения необходимой жесткости конструкции и недопу щения сверхустановленных напряжений и деформаций.

Консольная армировка В результате преобразования вышеописанной модели консольно распорной армировки была разработана модель чисто консольной арми ровки с аналогичным первой модели расположением проводников. Произ веденный расчет такой конструкции показал, что напряжения, возникаю щие в элементах модели, несколько ниже, чем в соответствующих элемен тах консольно-распорной армировки, однако, смещения отдельных узлов значительно превышают допустимые для рельсовых проводников (15 мм) даже при минимально возможной длине консоли, поэтому проектирование чисто консольной армировки с креплением на одной консоли двух провод ников нецелесообразно.

Расчет параметров консольной армировки с креплением на конце кон соли одного проводника показал, что использование в качестве профиля консоли двутавра (даже максимально возможного для закрепления анке рами типоразмера) при рельсовых проводниках не обеспечивает требуемой жесткости конструкции при реальных нагрузках. Применение коробчатых консолей, обладающих лучшими по сравнению с двутаврами инерцион ными характеристиками, в сочетании с рельсовыми проводниками ограни чивается небольшой длиной консоли (400-600 мм) и невысокой интенсив ностью подъема (1-2·106 Дж).

Наилучшим с точки зрения обеспечения требуемого режима работы армировки при большей интенсивности подъема является сочетание ко робчатых консолей с коробчатыми проводниками. Такие консольные ар мировки позволяют увеличить минимально допустимую длину консоли при невысокой интенсивности подъема (до 1,5·106 Дж) до 800-2200 мм в зависимости от шага армировки и обеспечить безопасную эксплуатацию подъема с интенсивностью до 3,5-5·106 Дж при небольшой длине (400-600 мм) консоли.

Изменение длины консоли и шага армировки при моделировании по зволило определить максимально допустимые длины одинарных консолей для различных значений интенсивностей подъема, шага армировки и типов проводников (табл. 3.14), тем самым определить области применения кон сольных и консольно-распорных армировок.

Таблица 3. Допустимые длины консолей при проектировании чисто консольных армировок Максимально допустимая длина консоли l, мм Интенсивность при шаге армировки h, м подъема, Дж 2-3 3-4 4-5 Для рельсовых проводников 1 106 400 440 500 1106 1,44 106 350 400 1,45106 1,73106 350 консольно 1,74106 2,16106 распорная 2,16106 армировка Для коробчатых проводников 1 106 не ограничена 2200 1500 1106 1,44 106 1000 1200 1000 1,45106 1,73106 600 800 750 1,74106 2,16106 450 600 600 2,17106 2,88106 350 500 500 2,89106 3,6 106 420 430 3,61106 4,32106 350 370 консольно 4,33106 5,04106 распорная 5,04106 армировка 3.3.3. Исследование влияния геометрических параметров армировки на жесткость конструкции Консольно-распорная армировка С помощью модели была исследована зависимость жесткости арми ровки в точках крепления проводников от геометрических параметров ее элементов и их расположения в конструкции, а именно: от расстояний а1 и а2 между распором и точками приложения сил (крепления проводников) и от угла между консолью и распором (рис. 3.20, б).

В результате исследований было установлено, что в зависимости от места расположения проводника относительно распора на жесткость сис темы в точках крепления проводников влияют различные параметры.

При расположении проводника на отрезке между точкой присоедине ния распора и свободным концом консоли (проводник 1) наибольшее влияние на лобовую и боковую жесткости консоли в точке 1 (рис. 3.23, а), оказывает расстояние а1 между распором и точкой крепления проводника.

Полученная зависимость логарифма геометрического коэффициента ос лабления жесткости Кж от параметра а1 приведена на рис. 3.23, б.

а) б) Рис. 3.23. Зависимость логарифма геометрического коэффициента ослабления лобовой жесткости в точке 1 от параметра а1:

а – расчетная схема;

2 – график зависимости При расположении проводника на отрезке консоли между точкой присоединения распора и крепью ствола (проводник 2, рис. 3.24, а) лобо вая жесткость консоли в точке 2 максимально зависит от величины l – а2, т.е. расстояния между крепью ствола и точкой 2, причем наименьшее зна чение жесткости будет наблюдаться при l – а2 = l/2 (рис. 3.24, б).

а) б) Рис. 3.24. Зависимость логарифма геометрического коэффициента ослабления лобовой жесткости в точке 2 от параметра l – а2:

а – расчетная схема;

б – график зависимости В реальных конструкциях узлов крепления консолей к монолитной бетонной крепи анкерами достаточно сложно обеспечить предельно высо кую жесткость и устранить перемещения, которые могут нарушить цело стность крепи в местах заделки и ухудшить условия работы армировки. В связи с этим необходимо проектировать консольно-распорные армировки с такими геометрическими параметрами, при которых опорные реакции (усилия, возникающие в узлах крепления консолей и распоров) распреде ляются равномерно, а, следовательно, снижаются напряжения в узлах и минимально ослабляется жесткость в результате разрушения материала за делки. С этой целью было проведено исследование влияния геометриче ских параметров армировки на ослабление жесткости из-за неравномерно го распределения усилий в опорах и возникновения деформаций бетона в заделках, в результате которого установлены следующие зависимости.

Для точки 1 (см. рис. 3.20, а, б) боковая и лобовая жесткости зависят от отношения расстояния между распором и точкой крепления проводни ка 1 к длине консоли между крепью и распором, т.е. от величины a1/l, при чем условия работы заделок будут оптимальными при a1/l =1 и наиболее неблагоприятными при a1/l = 0, поэтому не рекомендуется устанавливать распор близко к точке крепления проводника. Зависимости коэффициентов ослабления лобовой и боковой жесткости в точке 1 от параметра a1/l приведены на рис. 3.25, а и 3.25, б.

Для точки 2 лобовая и боковая жесткости зависят от параметра a2/l, при этом ослабление лобовой жесткости в этой точке вследствие деформа ции материала заделки анкеров будет минимальным при a2/l = 0,4…0,65 в зависимости от величины l и прочности материала заделки анкеров, а ос лабление боковой жесткости при a2/l = 0,3…0,4. Таким образом, оптималь ный режим работы заделок обеспечивается при a2/l = 0,4. Наиболее небла гоприятные условия работы заделок возникают при a2/l 0 и a2/l 1, т.е.

при близком расположении проводников у заделок или распоров. Зависи мости коэффициента ослабления лобовой и боковой жесткости в точке от параметра a2/l приведены на рис. 3.26, а, б. Эти зависимости были ис пользованы при разработке Методики расчета жесткости безрасстрельных армировок и составлении компьютерной программы, реализующей ука занную методику (см. п. 3.4).

Исследования влияния на жесткость системы угла между консолью и распором показали, что максимальной жесткостью обладают конструк ции с углом = 90°, однако в некоторых схемах безрасстрельной армиров ки установка распоров под прямым углом к консоли требует значительно го увеличения длины распора, что приводит к неоправданному повыше нию металлоемкости и ухудшению жесткостных характеристик конструк ции, поэтому в таких схемах рациональнее устанавливать распор под неко торым углом 90° (в реальных схемах этот угол колеблется в пределах 40-60°).

а) б) Рис. 3.25. Зависимости коэффициента ослабления жесткости в точке 1 от параметра а1 / l:

а – для лобовой жесткости;

б – для боковой жесткости а) б) Рис. 3.26. Зависимости коэффициента ослабления жесткости в точке от параметра а2 /l: а – для лобовой жесткости;

б – для боковой жесткости Исследования, проведенные но конечно-элементной модели, показы вают, что при изменении угла в пределах от 40 до 70° жесткость системы изменяется незначительно и составляет: в боковом направлении – 78-82%, в лобовом направлении – 83-87% от жесткости системы с углом = 90°, поэтому расчет жесткости консольно-распорной армировки с углом 90° может производиться аналогично расчету армировки с = 90° с учетом следующих дополнительных коэффициентов ослабления: для боковой же сткости Кб = 0,8, для лобовой жесткости Кл = 0,85. Зависимость коэффи циента ослабления лобовой жесткости Кл от угла приведена на рис.

3.27, а, боковой жесткости Кб – на рис. 3.27, б.

Рис. 3.27. Зависимость коэффициента ослабления лобовой жесткости К л от угла Рис. 3.28. Зависимость коэффициента ослабления боковой жесткости Кб от угла Консольная армировка Изучение модели консольной армировки с расположением на конце консоли одного проводника (рис. 3.29, а) показало, что жесткость консоли в точке крепления проводника значительным образом зависит от длины консоли l. Зависимость логарифма геометрического коэффициента ослаб ления жесткости Кж от длины консоли приведена на рис. 3.29, б.

а) б) Рис. 3.29. Зависимость логарифма геометрического коэффициента ослабления лобовой жесткости в точке 1 от длины консоли:

а – расчетная схема;

б – график зависимости Проектирование такой конструкции армировки допустимо только до определенной длины консоли, которая обеспечивала бы требуемую жест кость при воздействии ожидаемых нагрузок. Проведенные исследования показали, что значение максимально возможной длины консоли в большей степени зависит от интенсивности подъема и шага армировки, которые оп ределяют величину нагрузки на консоль. При этом с увеличением шага армировки, с одной стороны ослабляется конструкция армировки, что при водит к нежелательному увеличению прогибов;

а с другой стороны снижа ется нагрузка, приходящаяся на консоль. В результате исследования дан ных противодействующих факторов установлено, что влияние первого из них является преобладающим при сравнительно низкой интенсивности подъема;

в этом случае с увеличением шага армировки значительно сни жается допустимая длина консоли. При повышении интенсивности подъе ма до 2,54·106 Дж преобладающее значение приобретает второй фактор, поэтому с увеличением шага армировки возрастает возможная длина кон соли, обеспечивающая требуемую жесткость. Найденные значения допус тимых длин консолей для разной интенсивности подъема, шага армировки и типа проводников приведены в табл. 3.14. При необходимости установки консоли длиной, выше допустимой для данной интенсивности и шага ар мировки, следует переходить к консольно-распорным армировкам.

Аналогично консольно-распорным армировкам было исследовано ос лабление жесткости конструкции от влияния заделок и для чисто консоль ных армировок. Зависимость коэффициента ослабления лобовой жестко сти л вследствие расшатывания заделок от длины консоли (плеча прило жения лобовой силы) приведена на рис. 3.30, а коэффициента ослабления боковой жесткости б от длины консоли – на рис. 3.31.

Рис 3.30. Зависимость коэффициента ослабления лобовой жесткости л от длины консоли Рис. 3.31. Зависимость коэффициента ослабления боковой жесткости б от длины консоли Данные зависимости с учетом параметров анкеров и прочностных свойств материала заделки были использованы при разработке методики расчета безрасстрельных армировок (п. 3.4).

3.4. Методические основы расчета безрасстрельных армировок 3.4.1. Основные положения Проектирование, изготовление и монтаж металлоконструкций арми ровки ствола в настоящее время осуществляются в соответствии с требо ваниями следующих нормативных документов:

СНиП II-94-80 «Подземные горные выработки предприятий по добы че полезных ископаемых. Нормы проектирования»;

СНиП 3.02.03-84 «Подземные горные выработки и работы. Правила производства и приемки работ»;

СНиП II-23.81* «Стальные конструкции. Нормы проектирования»;

СНиП III-18-75 «Металлические конструкции. Правила изготовления, монтажа и приемки»;

СНиП 2.03.01-84* «Бетонные и железобетонные конструкции. Нормы проектирования»;

«Инструкции по производству маркшейдерских работ»;

«Правил безопасности в угольных шахтах».

Расчет основных параметров армировки по условиям устойчивости движения подъемного сосуда в зависимости от его конструктивных осо бенностей, скорости и грузоподъемности производится согласно дейст вующей «Методики расчета жестких армировок вертикальных стволов шахт», разработанной во ВНИИГМ им. М.М. Федорова [39]. Данная «Ме тодика...» включает в себя расчет основных характеристик и параметров элементов армировок, входящих в типовые схемы ярусов армировки кле тевых и скиповых стволов [91].

В настоящей главе приведена разработанная методика расчета эле ментов армировки, входящих в альтернативный ряд безрасстрельных схем с креплением консолей анкерами, а именно: одинарных консольных (чисто консольных) армировок и консолей с закрепленным под некоторым углом (0 90°) распором (консольно-распорных армировок).

Все схемы консолей безрасстрельных армировок могут быть сведены к трем основным типам элементов, приведенных на рис. 3.32.

Рис. 3.32. Схемы консолей: 1 – консоль с распором под углом = 90°;

2 – консоль с распором под углом 90°;

3 – одинарная консоль ( = 0°).

Методика расчета безрасстрельных армировок разработана для трех указанных схем консолей на основе действующей «Методики …» [39] с учетом проведенных с помощью компьютерного моделирования исследо ваний (см. п. 3.3) и включает:

– определение жесткостных характеристик расстрельных балок;

– определение горизонтальных динамических нагрузок, действующих в системе «сосуд-армировка»;

– расчет максимальных прогибов проводников;

– расчет максимальных напряжений в элементах армировки.

3.4.2. Определение жесткостных характеристик консольных балок С учетом проведенных исследований предлагается следующий алго ритм расчета жесткости безрасстрельных армировок [58, 62].

Согласно указанной «Методики...» [39] жесткость консольных балок определяем в местах крепления проводников – точках 1 и 2 (рис. 3.33).

Расчет коэффициента заделки. Для учета прочностных параметров материала заделки анкеров и инерционных характеристик стержней анке ров, служащих для крепления консолей к монолитной бетонной крепи, ис пользуем комплексный параметр – коэффициент заделки, 1/м, равный:

К 0 Dн =4, 4EI а где К0 – коэффициент жесткости материала заделки анкеров на сжатие, Н/м3;

Е – модуль продольной упругости материала анкеров, Н/м2;

Ia – момент инерции поперечного сечения анкера относительно централь ной оси, м4, равный:

Dн Dв 1 ;

– для трубчатого анкера I а = 64 Dн Dн – для анкера из периодического профиля I а =, здесь Dн, Dв – соответственно наружный и внутренний диаметры анкера, м Определение лобовой жесткости. Расчетные схемы для определе ния лобовой жесткости вышеописанных консолей приведены на рис. 3.33.

С учетом проведенных исследований (п. 3.3) получены следующие формулы для определения жесткости по каждой из расчетных схем.

Консоль с распором под углом = 90° (рис. 3.32, поз. 1, расчетная схема – рис. 3.33, а).

Жесткость балки в точке 1 определяется формулой 3EI z C1л =, (3.1) a где Е – модуль продольной упругости материала балки, Н/м2;

Iz – момент инерции поперечного сечения балки относительно централь ной вертикальной оси, м4;

– коэффициент ослабления жесткости балки в точке 1 в лобовом направ лении вследствие влияния заделки анкеров, определяемый в зависимости от параметров = l и а1/l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.1.

а) б) в) Рис 3.33. Расчетные схемы для определения лобовой жесткости консолей:

а – консоль с распором под углом = 90°;

б – консоль с распором под углом 90°;

в – одинарная консоль ( =0°).

Жесткость балки в точке 2 определяется формулой 3EI z l л =, (3.2) C a23 (l a2 ) где – коэффициент ослабления жесткости балки в точке 2 в лобовом на правлении, определяемый в зависимости от параметров = l и а2/l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.2.

Консоль с распором под углом 90° (рис. 3.32, поз. 2, расчетная схема – рис. 3.33, б).

Жесткости расстрельной балки в точках 1 и 2 могут быть определены по соответствующим формулам (3.1) и (3.2), а полученные значения С1л и С2л необходимо домножить на дополнительный коэффициент ослабления жесткости Кл, принимаемый равным 0,8 при значении 40° 70° или определяемый по графику (рис. 3.27) при других значениях.

Одинарная консоль (рис. 3.32, поз. 3, расчетная схема – рис. 3.33, в).

Жесткость балки в точке 1 определяется формулой 3EI z C1л =, l где: – коэффициент ослабления жесткости балки в точке 1 в лобовом на правлении, определяемый в зависимости от параметра = l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.3.

Определение боковой жесткости. Расчетные схемы для определе ния боковой жесткости приведены на рис. 3.34.

а) б) в) Рис. 3.34. Расчетные схемы для определения боковой жесткости консолей:

а – консоль с распором под углом = 90°;

б – консоль с распором под углом 90°;

в – одинарная консоль ( = 0°) Консоль с распором под углом = 90° (рис. 3.32, поз.1, расчетная схема – рис. 3.34, а).

Жесткость балки в точке 1 определяется формулой EI z F б C1 = ( ), (3.3) a1 d 2 F + I z где Iz – момент инерции поперечного сечения расстрельной балки относи тельно центральной вертикальной оси, м4;

F – площадь поперечного сечения расстрельной балки, м2;

– коэффициент ослабления жесткости балки в точке 1 в боковом направ лении, определяемый в зависимости от параметров = l и а1/l по графи ку, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.4;

d – плечо приложения боковой силы к расстрелу, м Схемы определения плеча приложения боковой силы для разных ти пов проводников приведены на рис. 3.35.

а) б) Рис. 3.35. Схемы определения плеча приложения боковой силы к расстрелу:

а – для рельсового проводника;

б – для коробчатого проводника Согласно приведенным схемам значение d определяется по сле дующим формулам:

r – для рельсового проводника d = b + H ;

– для коробчатого проводника d = b + H, где b – расстояние, измеренное в горизонтальной плоскости от продольной оси расстрела до подошвы проводника, м;

r – высота головки рельса, м;

H – высота профиля проводника, м.

Жесткость балки в точке 2 равна E б С2 =, (3.4) a2 (l a2 ) [ ] d + a2 (l a2 ) 3 3a2 (3a2 l ) l Fl I zl где – коэффициент ослабления жесткости балки в точке 1 в боковом на правлении, определяемый в зависимости от параметров = l и а2/l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.5.

Консоль с распором под углом 90° (рис. 3.32, поз.2, расчетная схема – рис. 3.34, б).

Для данной расчетной схемы жесткости расстрельной балки в точках 1 и 2 могут быть определены по соответствующим формулам (3.3) и (3.4), а полученные значения С1б и С2б необходимо домножить на дополнитель ный коэффициент ослабления жесткости Кб, принимаемый равным 0, при значении 40° 70° или определяемый по графику (рис. 3.28) при других значениях.

Одинарная консоль (рис. 3.32, поз. 3, расчетная схема – рис. 3.34, в).

Жесткость балки в точке 1 определяется формулой EI z F б C1 = ( ), l d 2F + I z где: – коэффициент ослабления жесткости балки в точке 1 в боковом на правлении, определяемый в зависимости от параметра = l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.6.

Определение обобщенных безразмерных параметров жесткости системы «сосуд-армировка». Для последующего расчета действующих усилий на армировку, возникающих прогибов проводников и максималь ных напряжений в консолях предварительно определяются следующие па раметры, характеризующие жесткость армировки.

Параметры лобовой жесткости Средняя лобовая жесткость консолей для обеих ниток проводников, Н/м, определяется формулой С л = С л1 С л2, где Сл1 и Сл2 – лобовые жесткости консолей в местах крепления к ним про водников сосуда, Н/м.

При четырехпроводной схеме Сл1 и Сл2 определяются как сумма зна чений жесткостей расстрелов в местах крепления проводников, располо женных с одной стороны сосуда.

Обобщенный безразмерный параметр лобовой жесткости армировки С л h л =, 6EI л где Iл – лобовой момент инерции сечения проводника, м4;

h – шаг армировки, м.

Параметры боковой жесткости.

1) При одностороннем расположении проводников относительно подъемного сосуда:

– средняя жесткость расстрелов для обеих ниток проводников, Н/м, С б = Сб1 Сб2, где Сб1 и Сб2 – боковые жесткости консолей в местах крепления к ним про водников сосуда, Н/м;

– обобщенный безразмерный параметр жесткости в боковом направ лении С б h б =.

6EI б 2) При двустороннем расположении проводников:

– обобщенные безразмерные параметры боковой жесткости армиров ки Сб1 h 3 Сб 2 h б б 1 = =,, 6EI б 6EI б где: Iб – боковой момент инерции поперечного сечения проводника, м4;

– к дальнейшему расчету принимается меньшее из полученных значе ний iб :

{ } б = min 1 ;

2.

б б 3.4.3. Определение горизонтальных динамических нагрузок, действующих в системе «сосуд-армировка»

Расчет на горизонтальные динамические нагрузки, возникающие при взаимодействии движущегося подъемного сосуда с проводниками жесткой армировки, проводятся с целью проверки на прочность элементов арми ровки и кинематическую связь жестких рабочих или предохранительных направляющих сосуда с проводниками.

Расчет на прочность выполняется для обеих ниток проводников раз дельно в лобовом и боковом направлениях.

Горизонтальная сила, действующая на проводник в лобовом (боко вом) направлении, Н, рассчитывается по формуле ( ) n 2 р 2 д Kр m V л(б) л(б) =, (3.5) P h где – зазор на сторону между рабочими или предохранительными на правляющими скольжения и проводником, принимаемый согласно табл. 3.15;

Кр – коэффициент влияния типа рабочих направляющих подъемного сосу да, Кр =1,0 при жестких направляющих скольжения, Кр = 0,85 – при упру гих роликовых направляющих;

mV2 – интенсивность подъема, Дж;

m и V – соответственно масса, кг, и скорость, м/с, груженого подъемного сосуда;

h – шаг армировки, м;

nл(б) – коэффициент, определяемый по табл. 3.16 в зависимости от значений эксцентриситета центра масс груженого сосуда е, искривления проводни ков / и параметра lg л(б).

Эксцентриситет центра масс груженого сосуда A B e=, A+ B где А и В – расстояния от горизонтальной плоскости, проходящей через центр масс груженого сосуда до его нижних и верхних жестких рабочих или предохранительных направляющих устройств.

Таблица 3. Значения зазоров и допустимых относительных искривлений / для различных типов проводников, мм / Тип проводников Рельсовые 0,01 0, Сварные коробчатые 0,015 0, Деревянные 0,02 0, Таблица 3. Значения коэффициента nл(б) lg л(б) 0-0,6 0,6-1,2 1,2-1,8 1,8-2,4 2,4-3,0 3,0-3, Значения коэффициента nл(б) / е 0 0,91 0,89 0,70 0,60 0,54 0, 0 0,2 1,14 1,09 0,84 0,72 0,64 0, 0,5 1,59 1,53 1,20 1,02 0,90 0, 0 1,25 1,05 0,78 0,66 0,61 0, 0,5 0,2 1,48 1,25 0,95 0,78 0,73 0, 0,5 2,04 1,70 1,31 1,10 1,00 0, 0 1,58 1,40 1,03 0,81 0,79 0, 1,0 0,2 1,88 1,66 1,25 0,98 0,93 0, 0,5 2,45 2,08 1,56 1,28 1,18 1, Примечания.

1. Промежуточные значения nл(б) определяются методом интерполяции.

2. Для граничных значений lg л(б) коэффициент nл(б) принимается средним для смеж ных диапазонов.

При значении Рл(б) 0,08mg следует принимать Pmin ) = 0,08 mg, л(б где g – ускорение свободного падения, g = 9,81 м/с2.

Координата точки приложения силы на пролете между ярусами л(б) определяется из графиков (прил. 2, рис. П.2.1) в зависимости от значений параметров / и lg л(б).

Изгибающий момент Мл(б) под воздействием силы Рл(б) в лобовом (бо ковом) направлении:

M р = Р л(б) h м.

л(б) л(б) Максимальная перерезывающая сила Qл(б) на ярусе в лобовом (боко вом) направлении Q л(б) = Р л(б) Q, л(б) где мл(б) и Qл(б) – коэффициенты нагрузок, определяемые из соответст вующих графиков (прил. 2, рис. П.2.2, а, б) в зависимости от значений па раметров lg л(б), к и л(б).

Безразмерный параметр к в зависимости от типа проводника и на правления действия силы принимается равным для рельсовых проводни ков к = 0 (при лобовой нагрузке), к = (при боковой нагрузке);

для ко робчатых и деревянных к = 0.

3.4.4. Расчет прогибов проводников Для проверки надежности работы армировки с точки зрения обеспе чения устойчивости движения подъемных сосудов и создания благоприят ных условий для работы металлоконструкций производится расчет проги бов проводников.

Прогиб проводника fрл, м, под воздействием силы Рл определяется формулой Рл [ f ], f рл = Сiл f ( р ) где Сiл – значение лобовой жесткости расстрела в точке крепления первого (С1л) или второго (С2л) проводника, Н/м;

f(p) – безразмерная функция жесткости проводника под воздействием си лы, определяемая по графикам (прил. 2, рис. П.2.3, а, б);

[ f ] – допустимый прогиб проводника, м, [ f ] = 0,015 м – для рельсовых и деревянных, [ f ] = 0,045 м – для коробчатых проводников.

Прогиб проводника на ярусе, м:

Qл [ f ], л = fQ Сiл f ( Q ) где f(Q) – безразмерная функция жесткости проводника на ярусе (коорди ната Q = 0), определяемая из графиков (прил. 2, рис. П.2.3, а, б).

При получении значений прогибов проводников выше допустимых необходимо увеличить жесткостные характеристики системы «сосуд армировка» путем усиления конструкции яруса или применением в каче стве проводника профиля с увеличенными геометрическими и инерцион ными параметрами.

3.4.5. Расчет напряжений в проводниках При эксплуатации конструкций армировки в ее элементах могут воз никнуть недопустимые напряжения, в результате которых образуются пла стические деформации, приводящие к нарушению нормального режима работы армировки или даже к ее разрушению. Поэтому необходимо произ водить проверочный расчет на максимальные напряжения в элементах ар мировки.

Напряжения проводника под воздействием силы Рл(б) определяются формулой л(б) Мр [ и ], л(б) и = W л(б) где Wл(б) – момент сопротивления поперечного сечения проводника, м3;

[и] – допустимое напряжение проводника на изгиб, Па, принимаемое рав ным:

– для рельсовых проводников [и] = 350 МПа;

– для коробчатых проводников [и] = 230 МПа – для стали Ст. 3 Пс, [и] = 350 МПа – для сталей 10ХСНД и 15ХСНД.

3.4.6 Реализация методики расчета параметров безрасстрельной армировки на ЭВМ Для быстрого и точного расчета параметров безрасстрельной арми ровки по вышеописанной методике авторами была разработана компью терная программа ARMIR2 на языке QuickBasic [61], с помощью которой пользователь может произвести все перечисленные расчеты, не прибегая к требуемым таблицам и графикам.

С этой целью были аппроксимированы все зависимости, отображен ные на графиках для определения коэффициентов ослабления жесткости (прил. 1, рис. П.1.1- П.1.6), координаты точки приложения силы (прил. 2, рис. П.2.1), коэффициентов нагрузок M и Q (прил. 2, рис. П.2.2, а, б) и функции жесткости f() (прил. 2, рис. П.2.3, а, б). В результате получены зависимости 1л = f (a1/l, ), 2л = f (a2/l, ), 1б = f (a1/l, ), 2б = f (a2/l, ), лк = f(), бк = f(), = f (lg) для рельсовых и коробчатых проводников, M = f (lg), Q = f (lg), f() = f (lg) для рельсовых и коробчатых проводников. Все перечисленные уравнения регрессии были использованы при разработке компьютерной программы ARMIR2, порядок выполнения которой состоит в следующем.

Для максимального удобства использования программы ввод исход ных данных с клавиатуры сведен к минимуму. Все основные стандартные параметры профилей расстрелов и проводников (геометрические размеры, линейная плотность, площадь поперечного сечения, лобовые и боковые моменты инерции и моменты сопротивлений) сформированы в виде дву мерных массивов и загружаются автоматически при запуске программы.

Кроме того, программа содержит справочную информацию о применяе мых для проводников и расстрелов профилях, характеристики профилей, параметры анкеров для крепления консолей и требуемые для расчета па раметры подъемных сосудов.

Программа предусматривает расчет как отдельной консоли (консоли с распором), так и системы консолей, то есть одновременно двух консолей, к которым крепятся проводники, служащие для направления движения од ного подъемного сосуда. Поэтому в начале выполнения программы поль зователем предварительно задается параметр SYS, определяющий систему расчета безрасстрельной армировки. После этого на монитор выводится изображение схем консолей, аналогичных приведенным на рис. 3.33. По сле выбора одной из схем необходимо задать основные геометрические параметры консоли, запрашиваемые программой на изображаемой схеме (l, l1, a1, a2, ). Далее из предлагаемого списка применяемых профилей не обходимо выбрать тип и типоразмер профиля консоли и проводника. Если же ни один из предлагаемых профилей не удовлетворяет пользователя, следует обратиться к подпрограммам VVOD1 и VVOD2, которые позволя ют самостоятельно ввести все необходимые для расчета параметры консо лей и проводников. В случае расчета системы консолей описанные дейст вия повторяются и для второй консоли.

Затем осуществляется ввод параметров анкеров для крепления консо лей и марка бетона для заделки анкеров. В случае использования трубча тых анкеров программа по заданному внешнему диаметру и толщине стен ки определяет тип трубы и выводит рекомендации о целесообразности ее применения в качестве стержня анкера.

Первая часть программы осуществляет расчет лобовой и боковой же сткостей консолей в точках крепления проводников, обобщенные безраз мерные параметры жесткости и их логарифмы и выводит на монитор в форме таблицы результаты расчета. В случае получения очень низкой же сткости (л(б) 1) выдается предупреждение об этом и предлагается уси лить конструкцию армировки или изменить ее схему.

Во второй части программы осуществляется расчет усилий на арми ровку: горизонтальных сил в пролетах между ярусами, максимальных из гибающих моментов и перерезывающих сил на ярусе. При этом все тре буемые для расчета коэффициенты рассчитываются самой программой по выведеннымм уравнениям регрессии. Такое определение коэффициентов является более точным и удобным. Исходными данными, вводимыми с клавиатуры, являются лишь: максимальная скорость движения клети, шаг армировки и тип клети, принимаемый из предложенного программой спи ска.

В третьей части программы рассчитываются прогибы и напряжения проводников. В случае превышения прогибов или напряжений соответст вующих данному типу проводника и марки стали допустимых значений, выдается сообщение об этом и предлагается изменить исходные данные.

Аналогично первой части, на монитор и, по желанию пользовате ля, на принтер выводятся таблицы расчетных значений усилий на арми ровку, прогибов и напряжений проводников.

3.5. Технология армирования вертикальных стволов безрасстрельными конструкциями 3.5.1. Анализ технологических особенностей армирования стволов безрасстрельными конструкциями армировки Проведенный анализ [73] показывает, что основная специфика безрас стрельных схем армировки заключается в конструктивной обособленности элементов (консолей, консолей с распорами) в ярусе. Поэтому немаловаж ной проблемой в технологии армирования является строгое соблюдение соосности соответствующих консолей в горизонтальной и вертикальной плоскостях, расположение всех консолей яруса в одной горизонтальной плоскости, установка соответствующих консолей всех ярусов в одной вер тикальной плоскости. Выполнение всех указанных требований при поэле ментном монтаже армировки весьма затруднительно, поэтому для уста новки яруса такой армировки необходимо использование специальных шаблонов, обеспечивающих соосность соответствующих консолей.

Изучение способов крепления конструкций армировки к бетонной крепи ствола [15, 28, 34, 65, 101, 104, 106], применявшихся в практике шахтного строительства, позволяет выделить узлы крепления, приведен ные на рис. 3.36.

Анализ показывает, что применение наиболее распространенного для многорасстрельных армировок способа бетонирования концов расстрелов в лунках является ненадежным для закрепления консолей. Это связано с тем, что, в отличие от хордальных расстрелов, в которых передаваемая на грузка распределяется относительно равномерно на оба заделываемых конца, вся нагрузка на консоль передается только на одну заделку, что приводит к разрушению материала заделки и потере работоспособности консоли. Кроме того, проектирование консольно-распорных армировок с небольшой длиной консолей (особенно при угле между консолью и распо ром 90°) требует расположения узлов крепления консоли и распора в непосредственной близости друг от друга. При бетонировании концов в лунках в таком случае нарушается сплошность крепи (а иногда и целост ность породного массива) на большом участке, что приводит к дополни тельному ослаблению конструкции.

Поэтому наиболее приемлемым решением является крепление кон солей к монолитной бетонной крепи ствола с помощью анкеров. Анализ способов крепления расстрелов анкерами непосредственно к крепи ствола (рис. 3.36, поз. 57) показывает, что получивший в последнее время рас пространение способ опирания расстрелов на анкера как на консоли [15, 76, 101, 102] (рис. 3.36, поз. 7) создает конструкцию, равную по проч ности расстрелу с заделкой его концов в лунки, только в случае крепления анкерами обоих концов расстрела.

1 Бетонированием в лунках Бетонированием в лунках и анкерами К кронштейнам, закрепленным анкерами к крепи ствола К кронштейнам, образованным анкерами из труб большого диаметра Анкерами к крепи ствола.

5 Зазор между опорной плитой и крепью заливается бетоном Анкерами к крепи ствола.

Расстрел с регулируемой длиной Опорные плиты расстрелов опираются 7 на концы анкеров, образующие консоли Рис. 3.36. Способы крепления расстрелов жесткой армировки Для консоли такое крепление невозможно из-за потери устойчивого положения равновесия. Поэтому единственно приемлемым способом кре пления консолей является анкерное крепление с плотным прижатием кон сольных расстрелов к бетонной крепи ствола (рис. 3.36, поз. 6).

При этом с целью обеспечения наибольшей работоспособности и ре монтопригодности армировки конструкция крепления консолей должна обеспечивать возможность регулирования длины консоли в продольном и смещения в поперечном направлении. Необходимые значения величин ре гулирования положения консоли в продольном и поперечном направлени ях определяются различными факторами (рис. 3.37).

Рис. 3.37. Определение величин регулирования положения консоли:

мон – величина регулирования, обеспечивающая точность монтажа;

кр – ве личина регулирования, обусловленная радиальным отклонением крепи ствола Для обеспечения точности монтажа консолей конструкция их крепления должна предусматривать возможность регулирования в направлении оси Y в пределах мон = ±50…60 мм. Решающим фактором в определении величины регулирования длины консоли в направлении оси X является значение ради ального отклонения бетонной крепи ствола от проектного положения.

Произведенные замеры в стволах и выполненные на их основе иссле дования [35, 74] показывают, что значения отклонений крепи R решаю щим образом зависят от диаметра и глубины ствола. Графики зависимо стей R от глубины для различных диаметров стволов приведены на рис. 3.37, а максимальные значения радиальных отклонений по стенке кре пи ствола – в табл. 3.17.

Рис. 3.37. Графики зависимости средних отклонений крепи по периметру от глубины ствола для различных диаметров стволов Таблица 3. Максимальные значения радиальных отклонений по стенке крепи с учетом изменения среднего отклонения в пределах доверительного интервала Максимальные радиальные отклонения стенок, мм Диаметр при глубине ствола, м ствола в свету, м 0 40 100 200 300 440 500 600 700 840 1000 1100 5,0 26 27 28 30 32 35 36 39 41 46 52 56 5,5 26 27 28 30 32 35 36 39 43 49 59 68 6,0 26 27 28 30 32 36 38 41 45 52 63 73 6,5 26 27 28 31 33 37 39 43 48 55 67 77 7,0 26 27 28 31 34 39 41 45 50 57 69 79 7,5 26 27 28 31 35 40 42 46 51 60 72 81 8,0 26 27 28 31 35 40 42 48 55 67 75 83 8,5 26 27 28 31 35 40 43 49 57 74 78 85 Примечание. Двойной линией выделены сочетания глубин и диаметров стволов, в ко торых максимальные радиальные отклонения превышают допустимые по СНиП.

Исследованиями установлено, что средние по периметру радиальные отклонения крепи стволов пропорциональны диаметру и нелинейно зави сят от глубины с существенной нелинейностью связи при глубине более 600 м и диаметре стволов более 5 м, при этом величины отклонений ко леблются в пределах 30-100 мм. Исходя из этого, определяется и необхо димая величина регулирования длины консоли кр в направлении оси X.

Выполненный анализ позволяет определить следующие требования к технологии армирования стволов безрасстрельными конструкциями арми ровки:

1. Крепление консолей и распоров должно осуществляться анкерами.

2. Способ крепления – плотное прижатие к крепи ствола.

3. Конструкция узла крепления должна обеспечивать возможность ре гулирования положения консоли в продольном направлении в пределах ±30-100 мм в зависимости от диаметра и глубины ствола и в поперечном направлении в пределах ±50 мм.

4. Установка консолей требует применения специальных монтажных шаблонов.

Исходя из перечисленных требований, разработана следующая техно логия армирования.

3.5.2. Конструкция и технология применения монтажных шаблонов Монтажный шаблон служит для выведения кронштейнов безрас стрельной армировки в проектное положение, фиксирования кронштейнов во время бурения шпуров и установки анкеров [59].

Монтажный шаблон (рис. 3.38) состоит из рамы и двух направляющих стаканов. Рама шаблона состоит из двух вертикальных стоек, двух пере мычек, четырех хомутов и стропа.

Стойка выполняется из отрезка стандартного проводника коробчатого сечения 160160 мм длиной 7500 мм, к которому приварены четыре плиты из листа = 12 мм, усиленных упорами из листа размером 4008012 мм, заглушка из листа размером 4008012 мм и пленка из листа = 18 мм размером 160416 мм. В стойке просверливается два сквозных отверстия для крепления кронштейнов к монтажному шаблону перед закреплением его к крепи, причем нижнее отверстие выполняется овальным для исклю чения влияния неточности сверления отверстий в кронштейнах.

Перемычка изготовляется из отрезка проводника коробчатого сечения 160160 мм, к концам которого приварены по 4 уголка 1006310 мм дли ной 250 мм с двумя отверстиями 26 мм в каждом. В перемычках про сверливается по четыре отверстия 26 мм для крепления стропа к верхней перемычке.

На каждой стойке устанавливается по два хомута. Верхний хомут предназначен для крепления кронштейнов со стандартным шагом 6,25 м или с незначительной корректировкой шага. Нижний хомут предназначен для крепления кронштейнов с уменьшенным шагом. Хомут состоит из на правляющей и скобы, стягиваемых между собой четырьмя болтами М24.

Направляющая состоит из пластины, к которой приварен опорный уголок 1006310 мм длиной 140 мм. Хомут сварен из листа = 12 мм.

Направляющие стаканы служат для выведения и фиксирования в про ектном положении кронштейнов. Направляющий стакан состоит из четы рех боковин, четырех гаек, основания и двух пластин. Боковины изготав ливаются из листа = 12 мм. В боковинах выполняются по одному отвер стию 76 мм. Боковины привариваются к основанию и свариваются меж ду собой. Основание изготавливается из листа = 12 мм размером 544424 мм с аварийным отверстием 100100 мм посредине для исключе ния скапливания в стакане воды и мелкого мусора и четыре отверстий 26 мм по углам для прохода крепежных болтов. В отверстиях боковин ввариваются гайки. Надежность крепления гаек и жесткость стакана обес печивается упорами. В гайки боковин ввинчиваются регулировочные вин ты. К стакану болтами М24 привинчиваются пластины, стаканы устанав ливаются на полке в среднем положении и пластины привариваются к полку.

Рис. 3.38. Монтажный шаблон для установки безрасстрельной армировки:

1 – строп;

2 – стойки;

3 – перемычки;

4 – опорные кронштейны;

5 – направляющие стаканы;

6 – полок К верхней перемычке посредством скоб закрепляется строп.

В комплект монтажного шаблона входит: буровой инструмент с кон дуктором и упорным кольцом, обеспечивающий центровку и необходимую глубину шпура и переходник для установки анкеров.

Порядок установки кронштейнов следующий.

Полок перемещают на следующий ярус и раскрепляют в крепь ствола.

Монтажный шаблон, подвешенный на монтажной лебедке, опускают на следующий ярус так, чтобы направляющие хомутов вошли между направ ляющими проводника на кронштейнах последнего установленного яруса, а стойки шаблона вошли в направляющие стаканы.

На монтажный шаблон при помощи болтов закрепляются кронштей ны армировки.

При помощи регулировочных винтов в стаканах шаблоном выводят кронштейны армировки в проектное положение. Контроль положения яру са в горизонтальной плоскости осуществляется относительно армировоч ных отвесов и шаблонов, закрепленных на нижней перемычке. Шаг арми ровки задается положением хомутов на стойках. После окончательной проверки положения яруса, ярус фиксируют в шаблоне, а шаблон фикси руют в стаканах и приступают к бурению и установке анкеров.

Шпуры для установки анкеров бурятся через отверстия в опорных плитах кронштейна. Соосность шпуров выдерживается кондуктором, ко торый перед бурением входит в отверстие опорной плиты. Глубина шпу ров выдерживается упорным кольцом, установленным на буровой штанге.

Бурение шпуров для установки в них анкеров может производиться ручными перфораторами с использованием специальных приспособлений (пневмоподдержек, кондукторов и шаблонов) или специальными установ ками для комплектного бурения шпуров. В условиях железобетонной (ме таллобетонной) крепи необходимо применять бурильные установки с кольцевыми сверлами, армированными сверхтвердыми материалами, на пример, УБН-2.

3.5.3 Технология и организация работ при армировании ствола Рассмотрим технологическую схему армирования вертикального ствола безрасстрельными конструкциями армировки на примере схемы К1-б, входящей в разработанный ряд безрасстрельных схем (рис. 3.11).

Технологическая схема армирования – совмещенная. Армирование ведется сверху вниз.

Основные принципы армирования. Основные принципы армирования ствола предусматривают:

– организацию работ по цикличному графику, отражающему взаимо связь и последовательность выполнения каждого процесса армирования в едином технологическом процессе;

– максимально возможное использование оборудования, установлен ного при проходке ствола;

– обеспечение полной безопасности и высокого качества работ;

– достижения высоких показателей производительности труда и ско рости армирования ствола.

В состав работ по армированию ствола входят:

– подготовительные работы;

– установка расстрелов;

– навеска проводников;

– монтаж кабельных конструкций;


– заключительные работы.

Подготовительные работы. В заготовку расстрелов входят следую щие работы:

– разметка консолей;

– разметка с помощью шаблонов и приварка к консолям планок с «лежками»;

– заготовка уголков, планок, косынок;

– покрытие расстрелов антикоррозийным составом.

В заготовку проводников входят:

– сверление в торцах рельсов отверстий для соединительных штырей;

– опиловка «яблок» на концах рельсов;

– заготовка «ложных» проводников;

– подгонка соединительных скоб;

– проверка резьбы на стяжных болтах и их смазка.

Перед спуском в ствол проводники проверяются на прямолинейность.

Параллельно выполняются следующие работы в стволе и на поверх ности:

– демонтируются породные бункера;

– демонтируются лебедки, не востребованные для армирования;

– секционная опалубка опускается в зумпф ствола;

с помощью допол нительных балок и коушей к каркасу опалубки крепятся направляющие канаты бадей на период установки расстрелов и навески проводников;

– проходческий полок поднимается вверх, в исходное положение для начала работы;

– демонтируются все проходческие трубопроводы, кроме става сжато го воздуха;

– переоборудуется проходческий полок: завариваются ненужные про емы;

демонтируется породопогрузочная машина и все ненужное оборудо вание;

– переоборудуются подшкивные площадки;

– на нулевой раме устанавливаются лебедки маркшейдерских отвесов;

– на поверхности производится контрольная сборка шаблонов-люлек.

Установка контрольного яруса. Контрольный ярус монтируется с верхнего этажа подвесного полка. На каждом расстреле контрольного яру са устанавливаются кронштейны с планками, имеющими отверстия для пропуска отвесов с нулевой рамы, по этим отвесам с помощью шаблонов выполняется последующая армировка ствола.

При установке первого яруса необходимо проверить:

– отметки концов каждого расстрела путем нивелирования;

– расстояние от осей ствола до «лежек» в расстрелах и расстояния между «лежками»;

– горизонтальность полок расстрелов в направлении, перпендикуляр ном продольной оси расстрела при помощи уровня.

Установка консолей. Перед тем, как приступить к монтажу консолей очередного яруса, необходимо опустить и зафиксировать в новом положе нии армировочный полок, шаблоны для монтажа консолей и лестницы для навески проводников. Монтаж шаблонов для установки расстрелов и лест ниц для навески проводников производится после армирования шейки ствола в объеме двух ярусов. Схема расположения монтажных шаблонов приведена на рис. 3.39.

Рис. 3.39. Схема расположения монтажного оборудования при установке консолей:

1 – монтажные шаблоны, 2 – армировочные лестницы Консоли доставляются на верхний этаж полка на прицепном устрой стве бадьи. Перецепка консольных балок на монтажные канаты произво дится с верхнего этажа. Места установки консолей должны быть освобож дены от посторонних предметов.

Подвешенная на монтажных канатах консоль подводится к месту ус тановки (шаблону).

Монтаж консоли производится в следующей последовательности:

– в шаблон заводится, укладывается и закрепляется зажимными уст ройствами монтируемая консоль;

– выполняется центровка консоли по маркшейдерским отвесам с по мощью корректоров, установленных на полке, контрольных шаблонов и уровня;

– через отверстия в опорных плитах консоли бурятся шпуры для уста новки анкеров. Бурение шпуров производится перфораторами. Длина бу ровой штанги должна быть не менее 1,0 м, диаметр коронки – 42 мм. Для обеспечения соосности шпуров и отверстий применяются съемные цен трирующие втулки, вставляемые в отверстия плиты. Глубина шпуров зада ется упорным кольцом, установленным на буровой штанге;

– проверяется центровка расстрела после бурения шпуров;

– пробуренные шпуры очищаются от буровой мелочи сжатым возду хом и заполняются цементно-песчаным раствором класса В20 при помощи инъектора для заполнения шпуров раствором;

– анкер вводится в отверстие опорной плиты и вдавливается в шпур.

При этом излишки раствора из шпура изливаются, а зазор между анкером и стенкой шпура полностью им заполняется;

– соединение фиксируется гайкой с контргайкой. Затяжка гаек произ водится ключом с осевым усилием на болт не менее 50 кН с проверкой ве личины затяжки динамометрическим ключом;

– анкеры в опорной плите устанавливаются и затягиваются последо вательно. В случае заклинивания анкера при установке он должен быть из влечен из шпура с помощью винтового домкрата. После промывки и очи стки шпура устанавливается новый анкер;

– по прошествии 6 ч (время схватывания раствора в шпуре, рассчи танное на навеску проводников и кабельных кронштейнов) с момента ус тановки последнего анкера в ярусе откидываются зажимные устройства на шаблонах и консоли освобождаются.

Монтаж кабельных конструкций. Монтаж кабельных конструкций выполняется одновременно с установкой расстрелов по мере опускания армировочного полка. Разметка шпуров для кабельных кронштейнов про изводится по шаблонам от двух отвесов, опущенных с консолей.

Бурение шпуров под анкеры кабельных кронштейнов производится с верхнего этажа армировочного полка с помощью ручных перфораторов, установленных на пневмоподдержках. В пробуренные шпуры вставляются штыри кабельных конструкций и заделываются цементно-песчаным рас твором, после схватывания к ним крепятся кронштейны. Шаг установки кабельных конструкций – 6 м.

При установке кабельных конструкций необходимо исключать пере косы их в горизонтальной и вертикальной плоскостях, а также строго со блюдать по шаблонам проектное положение кабельных конструкций в се чении ствола.

Навеска проводников. Проводники опускаются в ствол подъемной машиной на прицепном устройстве с помощью специальных приспособле ний. Спускаемый проводник останавливается на выдержку в 5 м от крыши армировочной лестницы, в этом месте производится перецепка проводника с прицепного бадейного устройства на прицепное устройство монтажной лебедки соответствующего отделения.

Работы по навеске проводника производятся с верхней и нижней площадок лестницы и с верхнего этажа армировочного полка.

С помощью монтажного каната проводник, направляемый проходчи ками с верхней и нижней площадок лестницы, подается в раскрытые баш маки шаблона, производится его установка под нижний конец проводника предыдущей заходки при помощи винтового прижима, в который перед этим вкладывается соединительная шпилька.

Между торцами проводников в стыки вставляются прокладки из фа неры толщиной 4 мм для образования температурного зазора, величина ко торого контролируется специальным шаблоном.

Установленный в правильное положение проводник с помощью «ложного» проводника крепится зажимными скобами к консолям. После закрепления проводника на двух ярусах временные соединительные план ки снимаются. Остаточный натяг зажимных скоб должен быть в пределах 8-14 мм. Полностью смонтированный проводник отцепляется от монтаж ного каната, а башмаки проводников закрываются и их положение фикси руется фиксатором.

При спуске, перецепке, заводке и навеске проводников направляющая рамка должна останавливаться на высоте 12,5-20 м. На направляющих ка натах устанавливаются жимки для улавливания направляющей рамки.

Перемещение шаблонов и лестниц. Цикл армирования рассчитан на монтаж двух ярусов армировки, исходя из необходимости перемещения лестниц для навески проводников. На рис. 3.40, а, б приведены схемы рас положения оборудования в стволе при армировании.

При монтаже третьего яруса армировки проходческий полок зафик сирован ниже третьего яруса. Шаблоны для монтажа консолей навешены на расстрелы первого яруса с помощью двух подвесок каждый, снабжен ных опорными крючьями. Монтажные канаты для перемещения шаблонов соединены с подвесным устройством шаблонов постоянно. С верхнего этажа полка производится установка консолей. После установки консолей производится навеска проводников, стыки которых приходятся на первый и третий ярусы консолей.

Рис. 3.41. График организации работ по армированию ствола безрасстрельными конструкциями армировки с креплением консолей анкерами Затем оборудование перемещают для монтажа четвертого яруса арми ровки (рис. 3.40, б). Проходческий полок фиксируется ниже четвертого яруса. С верхнего этажа производится установка консолей, а затем навеска проводников, стыки которых приходятся на второй и четвертый ярусы.

Затем цикл работ по армированию повторяется.

График организации работ по армированию ствола безрасстрельными конструкциями армировки по описанной технологии приведен на рис. 3.41.

3.6. Оценка экономической эффективности и технологичности безрасстрельных схем и конструкций армировки Для оценки экономической эффективности применения разработан ных безрасстрельных схем и технологии армирования с креплением кон сольных и консольно-распорных конструкций анкерами произведен расчет металлоемкости конструкций, трудоемкости их возведения и стоимости армирования по типовым многорасстрельным и новым безрасстрельным (малорасстрельным) схемам [60].

Результаты расчета указанных параметров для типовых и безрас стрельных схем клетевых стволов приведены в табл. 3.18, скиповых ство лов – в табл. 3.19.

Для определения технико-экономических показателей типовых и со ответствующих им безрасстрельных армировок была разработана компью терная программа ARMIR1 на языке QuickBasic, которая позволяет оце нить металлоемкость конструкции, трудоемкость и стоимость армирования по одной из предложенных схем.

Программа включает 24 схемы вертикальных стволов с соответст вующими им характеристиками, из них: 9 наиболее распространенных ти повых схем клетевых и 5 схем скиповых стволов, а также 7 альтернатив ных безрасстрельных схем клетевых (рис. 3.10 – 3.16) и 3 схемы скиповых стволов (рис. 3.17 – 3.19).


В начале выполнения программы для выбора соответствующей схемы пользователю предлагается ознакомиться с типовым рядом сечений верти кальных стволов Южгипрошахта [91], а также с альтернативным рядом безрасстрельных схем (п. 3.2), при этом на экран дисплея выводятся по очередно графические изображения всех поперечных сечений и приводят ся характеристики каждой из запрограммированных схем, включающие:

– число, тип и габаритные размеры применяемых подъемных сосудов и противовесов;

– диаметр и глубину ствола, для которых применима данная схема;

– вид и типоразмер профиля расстрелов и проводников, принятые в типовом варианте (данные параметры могут быть изменены в ходе даль нейшего выполнения программы);

– расположение проводников относительно подъемных сосудов и противовесов.

После просмотра всех предложенных программой схем и характери стик пользователь производит выбор одной из схем, при этом задает код, соответствующий выбранной схеме, по которому программа начинает рас чет технико-экономических показателей.

Кроме указанного кода исходными данными для этого расчета явля ются только форма и типоразмер (номер) профилей, используемых для расстрелов и проводников, а также глубина ствола и принятый шаг арми ровки.

При задании исходных данных пользователь может обращаться к со держащейся в программе справочной информации о применяемых для элементов армировки прокатных профилях и их основных параметрах, о возможном шаге армировки и др.

Наряду со снижением металлоемкости, трудоемкости, стоимости и аэ родинамического сопротивления, разрабатываемые схемы и конструкции армировки должны минимально загромождать поперечное сечение ствола (особенно его центральную часть), быть максимально удобными в монтаже и ремонте, т.е. обладать высокой технологичностью и ремонтопригодно стью. Для оценки новых схем армировки с точки зрения их сложности и технологичности были определены коэффициент технологической плотно сти армировки Ks [94] и комплексный показатель сложности армировки А [95].

Коэффициент технологической плотности армировки Ks был разрабо тан для получения количественной характеристики схемы расположения элементов армировки. Он характеризует схему расположения элементов армировки в ярусе с позиции ее технологичности при производстве работ и определяет параметры свободной зоны между расстрелами, приемлемой для размещения армировочного оборудования и людей при монтаже арми ровки. Значение коэффициента Ks определяется формулой 1,57 n ai bi, Ks = S св i = где аi – меньшая сторона i-го прямоугольника зоны оптимального прямо угольника, м;

bi – большая сторона i-го прямоугольника зоны, м;

Sсв – площадь поперечного сечения ствола, м2.

Определение рабочих зон поперечного сечения ствола при армирова нии показано на рис. 3.42, а, б применительно к типовой схеме клетевого ствола К-3 и соответствующей ей безрасстрельной схеме К-3б.

a) б) a a b b b b b b a a2 a3 a a b Рис. 3.42. Оптимальные рабочие зоны при армировании:

а – при типовой схеме армировки;

б – при безрасстрельной Комплексный показатель сложности армировки А позволяет получить оценку сложности армировки по величине ее трудоемкости с учетом тех нологичности армировки, обусловленной схемой расположения ее элемен тов в поперечном сечении ствола, и определяет количество труда, чел-ч, которое необходимо затратить для армирования 1 м3 пространства данной, конкретной армировкой:

W A=, K s h S св где W – трудоемкость монтажа яруса армировки, чел-ч;

h – шаг армировки, м;

Ks – безразмерный коэффициент технологической плотности армировки.

Результаты расчета коэффициента технологической плотности арми ровки и комплексного показателя сложности армировки для типовых и безрасстрельных схем приведены в табл. 3. Проведенный технико-экономический анализ безрасстрельных (мало расстрельных) схем армировки и технологии армирования показывает, что использование предлагаемых технических решений позволяет произвести следующее снижение: металлоемкости армировки на 11,5-37,7%;

трудоем кости армирования на 21,5-53,9%;

стоимость изготовления и монтажа кон струкций на 22,3-58,6%, в зависимости от схемы, при проектировании чис то консольных армировок и, соответственно, на 1,8-30,8;

1,1-39,7;

2,8-45,8% при проектировании консольно-распорных армировок.

Таблица 3. Коэффициенты технологической плотности Ks и комплексные показатели сложности армировки А для типовых и безрасстрельных схем Типовая А, Безрасстре- А, Ks Ks чел-ч/м3 чел-ч/м схема льная схема К-1 0,234 0,83 К-1б 0,246 0,49 / К-2 0,201 1,09 К-2б 0,204 0,84 / 1, К-3 0,188 1,98 К-3б 0,208 0,95 / 1, К-4 0,166 1,29 К-4б 0,167 0,65 / 0, К-5 0,171 1,67 К-5б 0,176 0,86 / 1, К-6 0,231 1,11 К-6б 0,246 0,49 / 0, К-7 0,192 0,81 К-7б 0,199 0,62 / 0, С-1 0,237 1,33 С-1б 0,237 0, С-2 0,198 1,47 С-2б 0,202 0, С-3 0,198 1,67 С-3б 0,206 1, Примечание. В безрасстрельных схемах комплексный показатель сложности армиров ки А рассчитан для чисто консольных армировок (числитель дроби) и консольно распорных армировок (знаменатель).

С точки зрения технологичности армировки безрасстрельные схемы являются более предпочтительными, так как по сравнению с соответст вующими им типовыми схемами коэффициент технологической плотности Ks увеличивается на 1 – 10,6% (в среднем – на 4,46%), а комплексный по казатели сложности армировки А снижается: для консольных армировок на 22,9-55,9% (в среднем – на 41,9%), для консольно-распорной армировки – на 2,8-45% (в среднем – на 27,2%).

4. КОНСТРУКЦИИ АРМИРОВКИ ДЛЯ ГЛУБОКИХ СТВОЛОВ 4.1. Анализ конструкций армировки и особенностей их работы в глубоких вертикальных стволах По мере развития горнодобывающей промышленности в нашей стра не и за рубежом глубина разработки месторождений постоянно растет. В настоящее время глубина отработки запасов в Российском Донбассе пере шагнула 1200 м, в Кузбассе – 700 м. На Норильском горно-металлургичес ком комбинате на руднике «Октябрьский» построено 10 стволов глубиной 800 – 1200 м, на руднике «Таймырский» – 6 стволов глубиной 1430 – 1585 м.

В ЮАР на шахтах золоторудной промышленности преимущественная глубина стволов составляет 1500 – 2000 м, а глубина отдельных стволов достигает 2500 м. Скорость движения подъемных сосудов в этих стволах – 18 м/с и более. В ближайшем будущем планируется строительство 60 – сверхглубоких вертикальных стволов диаметром в свету до 12 м и глуби ной до 4000 м [88].

Условия работы армировки в глубоких вертикальных стволах можно охарактеризовать как весьма сложные. Армировка испытывает комплекс постоянных и временных нагрузок, обусловленных воздействием движу щихся с высокой скоростью подъемных сосудов, деформациями вмещаю щих пород и стенок ствола, собственным весом армировки, температур ными колебаниями и др.

Основным подходом в проектировании жесткой армировки глубоких стволов с подъемом большой производительности является применение сложных металлоемких конструкций с проводниками и расстрелами, вы полненными из усиленных коробчатых профилей. Такая армировка обла дает рядом существенных недостатков: высокой трудоемкостью и стоимо стью монтажа, большим аэродинамическим сопротивлением струе возду ха, подаваемого по вертикальному стволу для проветривания подземных выработок и сооружений и др.

Наиболее перспективным способом совершенствования существую щих схем армировки является замена расстрелов консольными, консольно распорными или блочными несущими элементами (безрасстрельная арми ровка). Такие конструкции начали внедряться в нашей стране с конца 60-х гг. прошлого века, и полученный промышленный опыт их примене ния показал, что безрасстрельные схемы армировки имеют существенное преимущество в сравнении с типовыми многорасстрельными по таким факторам как металлоемкость, трудоемкость, стоимость армирования, а также аэродинамическое сопротивление. В тоже время был выявлен ряд проблемных аспектов, сдерживающих более широкое применение безрас стрельной армировки в вертикальных стволах.

Монтаж безрасстрельной армировки в силу ее конструктивных осо бенностей (обособленность несущих элементов в ярусе, крепление кон сольных балок к стенке ствола только одним концом и др.) существенно отличается от возведения типовых многорасстрельных ярусов. Работы по установке безрасстрельных элементов армировки требуют применения специальных монтажных шаблонов сложной конструкции, затрудняется контроль за точностью монтажа и соблюдением соосности элементов в ярусе. При применении консольно-распорной и особенно блочной арми ровки увеличивается число узлов крепления несущих конструкций к стен кам ствола, которые при этом располагаются близко друг от друга.

Облегчить монтаж консольно-распорной и блочной армировки может укрупненная сборка конструкций на поверхности в один 12-метровый блок (при коробчатых проводниках). Однако эффективной технологии монтажа таких звеньев в стволе до настоящего времени не разработано. Особенно затруднена стыковка проводников устанавливаемого звена с предыдущим.

В силу этих факторов шахтостроительные организации, занимающие ся проектированием, проходкой и армированием вертикальных стволов, в большинстве случаев делают выбор в пользу типовой многорасстрельной армировки, так как накопленный опыт ее возведения позволяет достигнуть высокой скорости армирования, точности монтажа, четкой и безопасной организации работ.

Наиболее эффективными по факторам металлоемкость, трудоемкость, стоимость армирования, аэродинамическое сопротивление ствола являют ся безрасстрельные схемы армировки с использованием в ярусе только одинарных консолей. В то же время такие конструкции обладают относи тельно низкой несущей способностью и могут применяться в основном в стволах с невысокой интенсивностью подъема. Вследствие этого область их применения, особенно в глубоких стволах, весьма ограничена.

При проектировании жесткой армировки основными считаются экс плуатационные динамические нагрузки, которые возникают вследствие колебаний подъемного сосуда в горизонтальной плоскости при его движе нии. Практика эксплуатации вертикальных подъемов показывает, что ам плитуда колебаний сосуда возрастает с увеличением скорости подъема, при этом можно выделить три стадии развития колебательного процесса в динамической системе «подъемный сосуд – армировка» [4].

При малых скоростях движения сосуда амплитуды его колебаний не значительны. Деформационные свойства армировки мало влияют на вели чину эксплуатационных нагрузок. Поведение системы в основном опреде ляется ее кинематическими свойствами: монтажными отклонениями про водников от проектного положения, величиной кинематических зазоров между контактными поверхностями проводников и направляющих уст ройств сосуда, наличием неправильной стыковки проводников и другими монтажными недостатками армировки. На этой стадии эксплуатационные нагрузки малы и возможность потери устойчивости движения подъемного сосуда практически исключена.

С увеличением скорости подъема возрастают деформации проводни ков, и увеличивается влияние деформационных свойств системы. При этом основным фактором, определяющим величину динамических нагрузок, яв ляется переменная поперечная жесткость проводников, обусловленная дискретным опиранием последних на ярусы армировки. На этой стадии эксплуатационные нагрузки значительно возрастают, и нарушение работо способности системы может наступить как в результате потери несущей способности элементов армировки, так и вследствие появления недопус тимых перемещений подъемного сосуда.

При дальнейшем повышении скорости движения сосуда деформации проводников и эксплуатационные нагрузки резко возрастают. Поведение системы определяется исключительно влиянием деформационных свойств армировки, и нормальная эксплуатация подъема на этой стадии весьма за труднена.

Таким образом, основным фактором, определяющим величину дина мических нагрузок на армировку при высокой интенсивности подъема, яв ляется периодически изменяющаяся поперечная жесткость проводников.

Проведенные исследования [4, 26] позволили установить, что переменная жесткость проводников вызывает возникновение внутренней возбуждаю щей силы горизонтальных колебаний подъемного сосуда и при определен ных условиях может привести к параметрическому резонансу в системе «подъемный сосуд – армировка».

В настоящее время большинство вертикальных подъемов шахтных стволов работают во второй стадии колебательного процесса. Увеличение глубины разработок, соответствующий рост скоростей подъема и конце вых нагрузок могут привести к тому, что нормальная работа жесткой ар мировки без применения специальных конструкций, позволяющих умень шить амплитуду колебаний подъемного сосуда, станет невозможной.

Первым техническим решением, направленным на обеспечение плав ного движения подъемного сосуда, стала замена жестких направляющих лап скольжения роликовыми упругими направляющими.

В отечественной горнодобывающей промышленности набольшее применение нашли трехроликовые направляющие упругой конструкции в сочетании с коробчатыми проводниками. Упругость достигается за счет включения дополнительных демпфирующих элементов: гуммированных шин, специальных пружин или гидроамортизаторов в сочетании с провод никами прямоугольного профиля.

Эффективная работа роликовых направляющих обеспечивается толь ко при условии непрерывного контакта с проводниками и наличии жест ких предохранительных лап, ограничивающих деформации упругих эле ментов. При соблюдении этих требований эксплуатационные нагрузки на армировку снижаются на 10 – 15 %.

В зарубежной практике получили распространение в основном два типа роликоопор – с пневматическими роликами и с роликами, обод кото рых покрыт толстым слоем резины. В конструкцию последних включаются амортизационные пружины, которые играют роль упругого элемента.

Во Франции наряду с роликовыми направляющими применяются уп ругие направляющие лапы. Упругое соединение направляющей лапы с корпусом сосуда осуществляется через пневматические ролики, закреп ленные в специальной обойме.

В Германии на калийных шахтах для гашения колебаний сосуда при меняется специальная направляющая рама (рис. 4.1). Направляющий орган подъемного сосуда 1 состоит из подвижной рамы 2 с установленными на ней роликовыми направляющими 3. Рама отделена от подъемного сосуда и может перемещаться относительно него по ходовым роликам 4. Лапы скольжения 5 жестко установлены на корпусе сосуда, между ними и про водником 6 предусмотрены увеличенные зазоры по 30 мм с каждой стороны.

Рис. 4.1. Конструкция направляющей рамы В результате подвижности рамы, ускорения, возникающие в системе, полностью не передаются на всю массу подъемного сосуда. Исследования показали, что данная конструкция позволила уменьшить на 30 % макси мальные ускорения в лобовой и на 50 % – в боковой плоскости [4].

Перспективным направлением уменьшения динамических нагрузок на ярмировку является увеличение расстояния между несущими ярусами (ша га армировки). Исследования поведения системы «подъемный сосуд – ар мировка» [3, 4, 26, 39] и др. позволили установить, что между величиной динамических нагрузок и шагом армировки существует обратно пропор циональная зависимость (m V 2 ) Р = ок ж, д h где к и д – функции, характеризующие кинематические и деформацион ные свойства системы «подъемный сосуд – армировка»;

m·V2 – интенсивность подъема, Дж;

h – шаг армировки, м.

На основании этого были рекомендованы и нашли промышленное применение в отечественной практике жесткие армировки с увеличенным шагом: 6,0 м при коробчатых проводниках и 6,25 м при рельсовых.

Вместе с тем возможности для дальнейшего увеличения шага арми ровки практически исчерпаны, вследствие опасности возникновения больших прогибов в проводниках.

Принципиально иным подходом, позволяющим уменьшить энергию горизонтальных колебаний движущегося подъемного сосуда, является обеспечение постоянной жесткости проводника армировки по глубине ствола. В этом случае внутренняя возбуждающая сила горизонтальных ко лебаний подъемного сосуда стремится к нулю, и колебательный процесс в системе «подъемный сосуд – армировка» определяется имеющимися от клонениями проводников от проектного положения.

Примером технического решения, обеспечивающего постоянную по перечную жесткость армировки по глубине ствола, является конструкция составного проводника, разработанная учеными Ф.И. Ягодкиным и Ю.Б. Пильчем [56].

Проводник состоит из балки коробчатого профиля 1 и направляющей из швеллера 2 (рис. 4.2). Балка крепится болтами к соединительным угол кам 4 расстрела 3, а направляющая соединяется с балкой в середине каж дого пролета с помощью связей 5. Стыковка отдельных элементов балки осуществляется на ярусе, а направляющей – в точке соединения с балкой.

Подъемный сосуд, двигаясь по вертикальному стволу, непосредствен но контактирует только с направляющей, которая имеет постоянную попе речную жесткость по глубине ствола, тем самым обеспечивая плавный ход сосуда и создавая перспективы для увеличения производительности подъ ема. Достигнуть постоянной жесткости армировки предполагается с по мощью соответствующего подбора поперечных сечений балки и направ ляющей.

Подъемный сосуд, двигаясь по вертикальному стволу, непосредствен но контактирует только с направляющей, которая имеет практически по стоянную поперечную жесткость по глубине ствола. Это позволяет обес печить плавный ход сосуда и создать перспективы для увеличения произ водительности подъема. Достигнуть выравнивания жесткости армировки предполагается с помощью соответствующего подбора поперечных сече ний балки и направляющей.

Рис. 4.2. Конструкция составного проводника Кроме описанной выше конструкции, рассматривался вариант выпол нения составного проводника из двух труб разного диаметра.

В целом недостатком разработки является то, что составной провод ник рассматривается упрощенно, без учета устройства яруса. В реальной конструкции расстрелы под действием динамических нагрузок деформи руются, что оказывает влияние на общую жесткость армировки и ее рас пределение по длине проводника.

Необходимо отметить еще одно обстоятельство. В армировке обыч ной конструкции напряжения и деформации в расстрелах достигают мак симума при действии динамических нагрузок на ярус, и минимума, если нагрузки приложены в середине пролета. В рассмотренной армировке с со ставным проводником расстрелы и направляющая непосредственно не свя заны между собой, и динамические воздействия, передаваемые на расстре лы, распределяются более равномерно по длине пролета. Это создает предпосылки для применения в сочетании с составным проводником яру сов армировки облегченной конструкции, например, одинарных консолей.

Таким образом, в настоящее время известны различные способы сни жения динамических нагрузок на армировку, наиболее эффективным из которых является обеспечение постоянной поперечной жесткости провод ника по глубине ствола. Особенно перспективным представляется исполь зование подобных конструкций в сочетании с безрасстрельной армиров кой, что позволит повысить как технико-экономические, так и эксплуата ционные характеристики жесткой армировки.

4.2. Новые технические решения армировки глубоких вертикальных стволов Проведенный краткий анализ особенностей эксплуатации армировки в глубоких стволах позволяет выделить несколько направлений в проекти ровании армировки, позволяющих повысить ее работоспособность и тех нико-экономическую эффективность:

1. В качестве основных несущих элементов армировки должны ис пользоваться облегченные безрасстрельные конструкции.

2. Для обеспечения направленного движения подъемного сосуда не обходимо применять упругие роликовые направляющие.



Pages:     | 1 || 3 | 4 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.