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 | 2 || 4 |

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

-- [ Страница 3 ] --

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

3. Шаг армировки устанавливается максимально возможным из расче та обеспечения безаварийной эксплуатации подъема.

4. Проводники армировки должны иметь выровненную поперечную жесткость по глубине ствола.

Эти позиции были положены в основу разработки конструкции, прин ципиальная модель которой представлена на рис. 4.3, а.

Решение задачи выравнивания жесткости проводника достигается пу тем включения в конструкцию армировки дополнительной ветви, связы вающей ярусы и предназначенной для дискретного опирания проводника.

Основными несущими элементами армировки являются консоли 1, прикрепленные одним концом к стенке ствола. К каждой консоли посред ством соединений 2 крепится опорная ветвь 3. Проводник 4 для обеспече ния направленного движения подъемного сосуда непосредственно соеди нен только с опорной ветвью 3 с помощью связей 5, которые располагают ся между ярусов армировки на равном удалении от консолей.

Несущие элементы 1 представляют собой консольные балки коробча того профиля, прикрепленные к с тенке ствола посредством анкеров. При необходимос ти каждая консоль может усиливаться одним или двумя рас порами, расположенными в горизонтальной или вертикальной плоскости.

Расстояние между консолями может быть принято 4,0 или 6,0 м.

б) а) в) Рис.4.3. Конструкция безрасстрельной армировки с дополнительной опорной ветвью Проводник и опорная ветвь состоят из отдельных балок, длина кото рых кратна шагу армировки. Стыковка балок опорной ветви производится в точке крепления к консоли, проводника – в точке соединения с опорной ветвью.

Опорная ветвь в предложенной конструкции армировки играет роль упругоподатливой опоры, к которой крепится проводник. Выравнивание жесткости проводника по глубине ствола достигается при определенном сочетании профилей проводника, опорной ветви и консолей.

Предлагаемое техническое решение, в зависимости от используемых профилей опорной ветви, может быть выполнено в двух вариантах:

Вариант 1 (рис. 4.3, б). Конструкция включает проводник 4 коробча того профиля, сваренный из уголков, и опорную ветвь 3 круглого попереч ного сечения из толстос тенной трубы.

Вариант 2 (рис. 4.3, в). Конструкция состоит из проводника и опор ной ветви коробчатого профиля.

Число проводников и опорных ветвей в стволе, длина и расстояние между консолями будет определяться схемой армировки, которая должна быть ориентирована на дейс твующие системы подъемных комплексов.

В настоящее время проектирование и строительство вертикальных стволов осуществляется на основании типовых технических решений, разра ботанных головными институтами. Широкое распространение получили ти повые схемы Южгипрошахта, в которых определены следующие параметры:

– диаметр стволов;

– глубина стволов;

– число и тип подъемов;

– число и тип подъемных сосудов;

– сечение расстрелов и проводников.

Перечисленные параметры типовых схем были использованы в каче стве исходных данных при разработке ряда схем армировки с применени ем дополнительных опорных ветвей. Проектирование осуществлялось с помощью графических методов с учетом следующих геометрических и конструктивных параметров:

– габариты подъемных сосудов;

– конструкции и размеры направляющих устройств;

– конструкции и размеры элементов армировки;

– зазоры, регламентированные Правилами безопасности;

– направление загрузки-разгрузки подъемных сосудов на горизон те и поверхности.

Для достижения высокой технико-экономической эффективности, при проектировании схем ставилась задача максимального использования одинарных консолей в качестве основных несущих элементов.

Разработанные схемы армировки клетевых и скиповых стволов пред ставлены на рис. 4.4 – 4.9, характеристика схем – в табл. 4.1.

Рис.4.4. Схема №1(к) Рис.4.5. Схема №2 (к) Рис.4.6. Схема №3(к) Рис.4.7. Схема №4(к) Рис.4.8. Схема №1(с) Рис.4.9. Схема №2(с) Таблица 4. Характеристика разработанных схем армировки глубоких стволов Тип профиля № соответст № схемы ствола, м Диаметр Число Тип и число подъ- Тип консолей и вующего се подъемов емных сосудов подъема его размеры, чения Южги мм прошахта Одноканат Две клети коробчатый 1(к) 7 2 К ный, много 40001500 мм канатный Три клети 2(к) 8 2 То же То же К 40001500 мм коробчатый Две клети М ногоканат- 3(к) 8 2 К ный 52001500 мм (17010412) Две клети 4(к) 7 2 То же То же К 52001500 мм Один 4 скипа в мест. М ногоканат уголь- 11;

15 м ный ный, 1(с) 7 То же С один 2 скипа вмест. Одноканат угольно- 11;

15 м ;

2 скипа ный пород- вмест. 7;

9,5 м ный 4 скипа в мест. М ногоканат 2(с) 7 То же То же С 11;

15 м ный 4.3. Моделирование работы безрасстрельной армировки с дополнительной опорной ветвью Основным назначением любой армировки является обеспечение безава рийной работы системы «подъемный сосуд – армировка» в конкретных усло виях эксплуатации. Для оценки эффективности применения разработанных конструкций были проведены комплексные исследования напряженно деформированного состояния армировки путем моделирования работы арми ровки при различных параметрах и режимах эксплуатации [47, 66].

Моделирование армировки производилось с помощью проектно вычислительных комплексов (ПВК) «Зенит» и «Structure CAD», предна значенных для численного анализа на ЭВМ напряженно-деформирован ного состояния и устойчивости конс трукций, а также для автоматизиро ванного выполнения ряда процессов конструирования.

Основным фактором, влияющим на достовернос ть результатов при расчете по МКЭ, является правильно разработанная конечно-элементная модель, которая должна отражать все особенности реальной конструкции.

Порядок разработки модели аналогичен приведенному в п. 3.3.

Для обеспечения эффективной работоспособности системы «подъем ный сосуд – армировка» разработанная конструкция с дополнительной ветвью должна отвечать двум главным требованиям:

1. Постоянс тво поперечной жесткости проводника по глубине ствола.

2. Соответствие прочнос тных и деформационных параметров конст рукции величине прикладываемых к ней нагрузок.

Поперечную жес ткость проводника по глубине с твола можно считать постоянной с требуемой для практики точностью, если величина деформа ций проводника от дейс твия перемещающихся динамических нагрузок бу дет одинакова в любой точке его пролета. Данное условие должно соблю даться в лобовой и боковой плоскости проводника, учитывая перпендику лярное направление дейс твия динамических нагрузок.

Для оценки деформаций армировки с дополнительной опорной вет вью достаточно рассмотреть поведение двух характерных точек ветви про водника – в месте соединения проводника и опорной ветви и в середине его пролета. Проведение такого исследования было осуществлено с помо щью двух конечно-элементных моделей армировки (рис. 4.10, а, б), учиты вающих такие особенности реальной конструкции, как большое число пролетов, анкерное крепление консолей к стенкам ствола, а также основ ные существующие положения в области проектирования и расчета арми ровки.

Модели включают в себя элементы, входящие в конструкцию реаль ной армировки: консоли, проводники, опорные ветви, соединения провод ника и ветви, опорные плиты для крепления консолей, и построены в трехмерной прямоугольной системе координат с началом в узле 1.

Все элементы за исключением опорных плит предс тавляют собой стержни балочного типа с 12 степенями свободы. Расстояние между стержнями проводника и ветви по оси y принимается равным соответст вующему расстоянию между центральными осями проводника и опорной ветви в реальной конструкции армировки. Расстояние между консолями по оси z соответс твует шагу армировки.

Моделирование соединений в виде стержневых элементов является упрощенным, однако, учитывая конструктивную сложность этих узлов, та кое решение предс тавляется наиболее рациональным.

Для передачи особенностей анкерного крепления консолей к стенкам ствола в модель включены опорные плиты, которые жес тко связаны с кон солями и представлены как конечные элементы типа изгибаемых пластин.

Каждая опорная плита имеет шарнирную заделку в четырех узлах, что мо делирует соединение опорной плиты с крепью с твола анкерами. С целью учета влияния пролетов армировки, расположенных выше и ниже модели руемого участка конс трукции в модель включены четыре шарнирные опо ры, которые ограничивают проводник и опорную ветвь по оси z.

Исходя из положений Методики расчета жестких армировок [39], мо дели загружается лобовой (по оси y) или боковой (по оси x) нагрузками, величина которых определяется в зависимости от интенсивности подъема, шага армировки, типа направляющих устройс тв и других факторов.

Модель «а» (рис. 4.10, а) включает пять пролетов проводника арми ровки и состоит из 59 узлов. Нагрузки приложены к узлу 17 проводника, который расположен на равном удалении от ближайших соединений 4.

Модель предназначена для определения перемещений узлов, усилий и на пряжений в элементах при действии нагрузок в середине пролета провод ника.

Модель «б» (рис. 4.10, б) включает шес ть пролетов армировки и со стоит из 66 узлов. Нагрузки приложены к узлу 19 проводника, располо женному в точке крепления проводника к опорной ветви. Модель позволя ет определить деформации, усилия и напряжения при действии нагрузок в середине пролета опорной ветви.

Количество пролетов в моделях армировки принято, исходя из усло вия получения симметрии конструкции относительно точки приложения нагрузок.

Равенство деформаций проводника армировки от действия переме щающейся нагрузки будет достигнута при условии:

f17 ( x;

y) f19 (x;

y ), где f17 (x;

y) – перемещение узла 17 модели «а» в направлении соответст вующих осей от попеременного дейс твия боковой и лобовой нагрузок;

f19 (x;

y) – перемещение узла 19 модели «б» в направлении соответс твую щих осей от попеременного дейс твия нагрузок.

Учитывая требования, предъявляемые к изготовлению коробчатых проводников, отклонение от равенства значений перемещений в соответст вующих узлах не должно превышать величину регламентируемых откло нений наружных размеров поперечного сечения проводника от номиналь ных по длине звена проводника ( = ± 2,0 мм) [87].

Величина перемещений в рассматриваемых точках при условии ка чественного выполнения всех узлов крепления будет определяться жестко стью входящих в армировку элементов: консолей, опорной ветви и про водника. Для получения полной картины поведения конс трукции необхо димо исследовать особенности влияния деформационных свойств каждого из элементов на общую жесткость конструкции.

Рис.4.10. Конечно-элементные модели армировки Первым этапом исследований стало определение рациональных соот ношений профилей проводника и опорной ветви, обеспечивающих посто янную поперечную жесткость армировки. Исходные данные для модели рования и расчета конструкции (табл. 4.2) приняты на основе схемы К1 (к), а величина нагрузок дейс твующих на армировку определена согласно Ме тодике [39].

Таблица 4. Исходные данные для моделирования № п/п Наименование показ ателя Значение 1 Длина консоли, мм 2 Сечение консоли (коробчатое из двух уголков), мм 4, 3 Интенсивность подъема, Дж 4 Расчетная лобовая нагрузка Р, Н 5 Расчетная боковая нагрузка N, Н К узлу 17 модели «а» и узлу 19 модели «б» поочередно прикладыва лись лобовая и боковая нагрузки. По результатам расчетов определены не сколько различных сочетаний профилей проводника и опорной ветви, при которых перемещения соответствующих узлов равны с достаточной степе нью точности (табл. 4.3). Выбор делался в пользу сочетаний профилей, дающих наиболее точное равенство деформаций по оси y, так как попереч ная жес ткость армировки в лобовой плоскости во многом определяет по ведение системы «подъемный сосуд – армировка» [4].

Полученные сочетания профилей имеют среднее отношение моментов инерции поперечных сечений проводника и опорной ветви nср = 2,28. Это значение может быть рекомендовано как исходное для предварительного подбора профилей опорной ветви и проводника.

Таблица 4. Оптимальные сочетания профилей проводника и опорной ветви Значения перемещений точек проводника моментов инерции от действия соответствующей нагрузки, мм Отношение Сочетание профилей в середине пролета в точке соединения с (размеры, мм) (узел 17, модель опорной ветвью «а») (узел 19, модель «б») Опорная № Проводник По оси x По оси y По оси x По оси y ветвь Труба 2,269 17,23 19,59 15,52 19, Коробчатый 16016010 Коробчатый 2,212 16,98 19,49 15,35 19, Труба 2,285 14,99 17,69 13,84 17, Коробчатый 16016012 Коробчатый 2,236 14,86 17,41 13,63 17, Труба 2,255 10,40 13,07 9,36 13, Коробчатый 18018012 Коробчатый 2,253 10,41 13,10 9,37 13, Труба 2,394 7,74 10,49 7,03 10, Коробчатый 20020012 Коробчатый 2,362 7,68 10,56 6,87 10, На рис.

4.11 представлен пример эпюр перемещений проводника в ло бовой и боковой плоскости, построенных для армировки с опорной ветвью при сечении проводника 16016010 мм и обычной армировки с провод ником сечением 16016012 мм. Эпюры получены путем аппроксимации значений перемещений точек проводника в пределах его пролета с шагом 0,25 м, при действии эксплуатационных нагрузок.

Эпюры типовой армировки (рис. 4.11, а) представляют собой сину соиды и имеют ярко выраженные максимумы перемещений в середине ка ждого пролета (точки 0,5 h и 1,5 h) и минимумы в месте крепления про водника к расстрелу (точки h и 2 h).

Эпюры проводника армировки с опорной ветвью (рис. 4.11, б) можно рассматривать как выровненную линию, отклонения которой от прямой сопоставимы с монтажными отклонениями, допускаемыми при изготовле нии проводников.

б) а) Рис. 4.11. Эпюры перемещений точек проводника в лобовой и боковой плоскости (значения перемещений даны в миллиметрах) Вторым этапом исследований с тал анализ влияния величины жестко сти консолей на деформационные свойства конструкции. Вариации были подвернуты параметры, определяющие жесткость консолей, – длина и размеры поперечного сечения. Длина консольных балок изменялась в пре делах 300 мм – 1500 мм, что охватывает размерный ряд консолей безрас стрельных схем армировки с дополнительной опорной ветвью, а размеры поперечных сечений консолей приняты на основе типовых коробчатых профилей расстрелов, применяемых в практике армирования. Геометриче ские размеры проводника и опорной ветви оставались пос тоянными и бы ли взяты по данным табл. 4.3, нагрузки – согласно табл. 4.2.

В табл. 4.4 приведен пример результатов расчета армировки с опорной ветвью из трубы 14012 мм и коробчатого проводника 16016010 мм.

Анализ полученных данных показывает, что изменение жесткос ти консолей в рассмотренных пределах не оказывает существенного влияния на соотношение перемещений в характерных узлах, которое удовлетворяе т требуемой точности при любом значении жесткости. Вследствие этого по лученные комбинации профилей проводника и опорной ветви (табл. 4.4) могут быть рекомендованы для применения в сочетании с различными конструкциями несущих ярусов армировки.

Таблица 4. Значения перемещений узлов проводника при различной длине консолей Значения перемещений точек проводника от действия Размеры соответствующей нагрузки, мм Длина поперечного в точке соединения с в середине пролета консолей, сечения опорной ветвью мм (узел 17, модель «а») консолей, мм (узел 19, модель «б») по оси x по оси y по оси x по оси y 300 21013512 17,21 15,78 15,44 15, 600 20012512 17,34 16,23 15,49 16, 900 17010414 17,36 17,68 15,74 17, 1200 17010412 17,37 19,88 15,97 20, 1500 17010410 17,39 24,03 16,24 24, Основными несущими элементами в схемах безрасстрельной арми ровки с дополнительной опорной ветвью (см. рис. 4.4 – 4.9) являются кон сольные расстрелы, к которым могут крепиться одна или две нитки про водников. Прочностные свойства консолей определяют область примене ния всей конструкции армировки.

Исследование несущей способности консолей производилось с помо щью модели «а» (см. рис. 4.10, а) при одновременном дейс твии лобовой и боковой нагрузок. Также для получения более полной картины напряжен но-деформированного состояния армировки модель в каждом пролете до полнительно загружалась нагрузками, учитывающими собственный вес конструкции, направленными по оси z.

Для оценки влияния опорной ветви на распределение напряжений в консолях параллельно исследовалась модель «в» (см. рис. 4.10, в), модели рующая конструкцию обычной консольной армировки и состоящая из кон солей, проводника и опорных плит. Модель при исследовании загружалась аналогичными нагрузками.

Работоспособность армировки определялась путем сравнения полу ченных напряжений в консолях с максимально допустимыми согласно [39]: []мах = 230 МПа (сталь Ст 3Пс).

В табл. 4.5 представлены расчетные величины максимальных напря жений в консолях армировки с дополнительной опорной ветвью и обычной армировки при варьировании интенсивности подъема (сечение консо ли 10417010 мм).

Анализ полученных данных показывает, что величины максимальных напряжений в консолях армировки с дополнительной опорной ветвью меньше допустимых практически во всех рассмотренных условиях экс плуатации. При интенсивности подъема 910 Дж и длине консольного рас стрела 1500 мм следует применять консоль сечением 10417012 мм. В целом, для обеспечения дополнительного запаса прочности, консоли дли ной более 1200 мм рекомендуется усиливать горизонтальным или верти кальным распором.

Благодаря более равномерному распределению усилий, передаваемых на консоли армировки с опорной ветвью, максимальные напряжения в консольных расстрелах меньше соответствующих значений в консолях обычной армировки на 30 – 35 %, что существенно расширяет область их применения.

Таблица 4. Максимальные напряжения в консолях безрасстрельной армировки М аксимальные напряжения, М Па Интенсив- для армировки с опорной ветвью для обычной армировки ность (модель «а») (модель «в») подъема, Дж при длине консоли, м 0,6 0,9 1,2 1,5 0,6 0,9 1,2 1, 3106 45 60 73 84 65 89 109 4106 58 78 97 111 86 117 145 5106 71 97 120 138 106 145 180 6106 83 115 143 165 126 173 215 7106 96 134 166 192 146 202 251 8106 107 152 190 219 167 230 286 246* 9106 120 171 213 187 259 322 (221)** Примечания.

* – жирным выделены недопустимые значения напряжений;

** – в скобках указаны максимальные значения напряжений при сечении консоли 17010412 мм.

Параллельно с исследованием прочнос ти консолей оценивалось также напряженно-деформированное состояние проводника и опорной ветви.

Расчетные максимальные деформации и напряжения сравнивались с мак симально допустимыми ([]mах = 230 МПа, [f]mах = 0,045 м) [39].

По результатам исследования была определена рациональная облас ть применения полученных сочетаний профилей проводника и опорной ветви (табл. 4.6).

Таблица 4. Эффективная область применения полученных сочетаний профилей проводника и опорной ветви № п/п Размеры поперечного сечения Оптимальная интенсивность проводника подъема в стволе, Дж 1 5106 – 2 6106 – 3 4 В схемах армировки клетевых стволов 1(к) – 4(к) к одной консоли крепятся проводник клети и противовеса. В определенный момент времени своего движения по стволу эти подъемные сосуды будут находиться на одной высотной отметке и одновременно воздействовать на консоли арми ровки.

С целью исследования напряженно-деформированного состояния консолей при креплении к ним двух ниток проводников разработана мо дель «г» (см. рис. 4.10, г), включающая две нитки проводников и опорных ветвей, закрепленных на консолях с опорными плитами.

При выполнении расчетов модель одновременно загружалась лобо выми и боковыми нагрузками, передаваемыми клетью и противовесом, а также нагрузками, учитывающими собственный вес армировки.

Исследование проведено для двух характерных типоразмеров конст рукции, позволяющих оценить прочность размерного ряда консолей, вхо дящих в схемы 1(к) – 4(к). Учитывая эксплуатационные параметры клете вых стволов, интенсивность подъема изменялась в пределах 6 310 – 610 Дж.

В табл. 4.7 приведены результаты такого исследования для консоли сечением 17010410 мм, анализ которых показывает, что, при интенсив ности подъема 610 Дж и длине консоли 1500 мм необходимо принимать сечение консоли 17010412 мм или включать в конс трукцию дополни тельный распорный элемент, в остальных рассмотренных случаях необхо димая прочность обеспечивается при сечении консольной балки 17010410 мм.

Таблица 4. Максимальные напряжения в консолях при креплении двух ниток проводников М аксимальные напряжения, при длине консоли Интенсивность 1200 мм подъема, Дж 1500 мм (расстояние точки крепления провод ника противовеса до опорной плиты (700 мм) консоли – 500 мм) 3106 102 4106 134 5106 166 * ** 6106 198 242 (217) Примечания:

* – жирным выделены недопустимые значения напряжений;

** – в скобках указаны максимальные значения напряжений при сечении консоли 170х104х12 мм.

В целом результаты моделирования работы армировки подтвердили предположения о возможности выравнивания поперечной жес ткости про водника путем варьирования профилей элементов армировки с дополни тельной ветвью и снижении напряжений в консольных несущих элементах от дейс твия нагрузок, благодаря исключению непосредственного контакта консолей и проводника.

4.4. Обоснование деформационных параметров армировки с дополнительной опорной ветвью Рассмотрим конструкцию консольной армировки, имеющую дополни тельную опорную ветвь для обеспечения постоянной поперечной жестко сти проводника по глубине ствола. Расчетная схема армировки приведена на рис. 4.12. Консоли представлены как упруго-податливые опоры боль шой жесткости, проводник и опорная ветвь как неразрезные многопролет ные балки.

Рис. 4.12. Расчетная схема армировки с дополнительной опорной ветвью Постоянная жесткость проводника армировки будет дос тигнута при равенстве жесткости в точке а (середина пролета проводника) и в (точка соединения проводника с опорной ветвью).

Найдем жесткость армировки в рассматриваемых точках путем после довательного определения жесткости элементов конструкции.

Определим лобовую и боковую жесткость консолей, прикрепленных к стенке ствола анкерами, в точке соединения с опорной ветвью (расчетная схема на рис. 4.13). Значения лобовой Р и боковой N нагрузок при расчете принимаем равными единице.

Предварительно с целью учета прочностных параметров материала заделки анкеров и инерционных характеристик стержней штанг, исполь зуемых для крепления несущих элементов армировки, определяются ко эффициенты заделки,, 1, 2 и 3 по формулам:

t0 Dн к0 Dн = =4, ;

, ;

Е Fа м 4 Е Iа м Н Н 2 = Е Fа n, 1 = 4 Е Iа 3 n, ;

;

м м 3 = 4 Е I а 2 n, Н, где к0 – коэффициент жесткости материала заделки анкеров на сжатие, к0 = 1·1010 Н/м;

t0 – коэффициент жесткости материала заделки анкеров на сдвиг, t0 = 0,9·1010 Н/м3 ;

Dн – наружный диаметр анкера, м;

Е – модуль упругости материала анкеров, Н/м2 ;

n – число анкеров на опорной плите;

Fа, Iа – соответс твенно площадь, м2, и момент инерции поперечного сече ния анкера относительно центральной оси, м ;

величины Fа и Iа определя ются по формулам:

– для анкеров, выполненных из толстостенных труб:

D 2 D Dн Dн 2 Fа = 1 в ;

Iа = 1 в, Dн Dн 4 здесь Dв – внутренний диаметр анкера, м;

– для анкеров выполненных из периодического профиля:

2 Dн Dн Fа = Iа = ;

.

4 а) б) Рис. 4.13. Расчетные схемы определения жесткости консоли Лобовая жесткость консоли, Н/м, в точке 1 (расчетная схема на рис. 4.13, а) определяется по формуле 3 Е I л ср = (4.1) 3 Е I ( yа Qа L1 ) + L где Е – модуль упругости материала консольной балки, Н/м2 ;

I – момент инерции поперечного сечения консольной балки относительно центральной вертикальной оси, м4 ;

ya и Qa – параметры учитывающие анкерное крепление консольной балки, 2,8 cos2 1 2,2 sin2 1 м yа = +, ;

1 2 Н 3,1 cos 1 2,2 L1 Qа =,. (4.2) 2 H 3 Н Боковая жесткость консоли, Н/м, в точке 1 (расчетная схема на рис.

4.13, б) определяется по формуле Е I F б ср = ( ), (4.3) Е I F (1 d + u1 ) + L1 d 2 F + I где F – площадь поперечного сечения консольной балки, м2 ;

d – плечо приложения боковой силы относительно горизонтальной цен тральной оси консоли, м;

1 и u1 – упругие деформации узлов крепления, м, Рd Р L 1 = ;

u1 =, (4.4) E F + L1 cа kа здесь 2 H ka =, Н м;

2, 1 Fa Н са =,.

2 2 2,8 sin 1 Fa + 8,8 cos 1 Ia м Лобовая и боковая жесткость консоли в точке 2 (рис. 4.13) определя ется аналогично, при этом в формулы (4.1) – (4.4), вместо параметра L подставляется параметр а1.

Лобовая (боковая) жесткость опорной ветви в точке крепления про водника, Н/м, определяется по формуле соп = л(б) ср, л(б) л(б) где – безразмерная функция параметра оп, определяемая по графику (рис. 4.14).

Параметр оп в боковой и лобовой плоскости 6 Е I оп л(б) оп =, h3 ср л(б) где Iоп – момент инерции поперечного сечения опорной ветви относитель ной соответствующей плоскости, м4 ;

h – шаг армировки, м.

оп Рис. 4.14. График зависимости (оп ) в диапазоне оп = 01, Зависимость (оп) получена в результате решения системы уравне ний вида М i 2 оп + М i 1(1 4 оп) + М i (4 + 6 оп ) + М i + 1(1 4 оп) + М i + 2оп = Ri, (4.5) где Мi+k – опорный момент i-той упругоподатливой опоры;

Ri – опорная реакция i-той упругоподатливой опоры, которые составляются стандартными методами строительной механики для упруго-податливых опор расчетной схемы (рис. 4.12).

Лобовая (боковая) жесткость проводника в точке а, Н/м, (см. рис. 4.12) определяется по формуле Сал(б) = а с оп, л(б) л(б) где а – безразмерная функция параметра пр, определяемая по графику (рис. 4.14).

пр Рис. 4.14. Графики зависимостей а( пр) и в( пр) в диапазоне пр = 01, Параметр пр определяется из выражения 6 Е Iпр л(б) пр =, л(б) h соп где Iпр – момент инерции поперечного сечения проводника относительно соответствующей оси, м4.

Лобовая (боковая) жесткость проводника в точке в, Н/м, (см. рис. 4.12) равна л(б) л(б) л(б) Cв = в соп, где в – безразмерная функция, определяемая в зависимости от пр по гра фику (рис. 4.14).

Функции а и в определяются с удовлетворительной для инженерных расчетов точностью путем решения систем уравнений, аналогичных (4.5), при этом в уравнения вводятся поправочные коэффициенты, учитывающие взаимное влияние соединений опорной ветви и проводника друг на друга.

В результате проведенных исследований установлено, что постоянная поперечная жесткость проводника армировки достигается при значении па раметра пр = 0,14 ±, где значение отклонения определяется в зависимо сти от требований, предъявляемых к точности изготовления конструкции.

4.5. Технологические схемы монтажа армировки с дополнительной опорной ветвью 4.5.1. Основные требования и особенности технологии армирования Технология армирования, определяющая способ и последователь ность выполнения работ по установке расстрелов и навеске проводников, должна обеспечивать:

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

– высокое качество и точность работ;

– полную безопасность труда проходчиков;

– высокую производительность труда и скорость армирования.

В отечественной практике шахтостроения армирование стволов про изводят, в основном, после окончания их проходки, при этом наибольшее распространение получила последовательная технологическая схема, дос тоинствами которой являются простота организации работ и высокая безо пасность труда проходчиков. В то же время существенный недостаток схемы – необходимость демонтажа проходческого полка с последующей навеской люлек, что снижает общую скорость армирования.

Устранить указанный недостаток позволяет применение совмещенной схемы армирования, позволяющей одновременно с установкой расстрелов вести и навеску проводников, причем наиболее эффективным считается вариант схемы, предусматривающий установку расстрелов и навеску про водников с армировочного полка, в направлении сверху вниз. Причиной, ограничивающей более широкое применение совмещенной схемы, являет ся сложная организация работ, особенно при большом числе расстрелов и ниток проводников в ярусе армировки.

Для дальнейшего рассмотрения принимаются две схемы армирования:

1. Последовательная схема с разновременным производством работ по установке расстрелов и проводников. Первоначально в направлении сверху вниз с подвесного полка на всю глубину ствола устанавливаются расстрелы, а затем, снизу вверх, с люлек монтируют проводники.

2. Совмещенная схема с одновременной установкой расстрелов и на веской проводников c армировочного полка в направлении сверху вниз.

Безрасстрельной армировка имеет ряд особенностей, основными из которых являются обособленность консолей в ярусе, закрепление несущих элементов армировки в крепи ствола только одним концом. Кроме этого конструктивным отличием разработанной армировки является наличие до полнительной опорной ветви, связывающей ярусы армировки и состоящей из отдельных балок постоянной длины. Монтаж опорной ветви как от дельного элемента армировки может привести к повышению общей трудо емкости армирования, что является неприемлемым.

Учитывая данные особенности и передовой опыт армирования стволов, был принят ряд технических решений, позволяющих обеспечить эффектив ную организацию работ по монтажу армировки [51, 68]:

1. Крепление консолей и расстрелов к крепи ствола производится ан керами, с прижатием опорной плиты к стенке ствола, что достигается либо применением консолей индивидуальной длины, либо использованием кон солей составной конструкции.

2. Установка ярусов армировки осуществляется с помощью специаль ных монтажных шаблонов, обеспечивающих простую организацию рабо т и высокую точность монтажа.

3. Проводник и опорная ветвь соединяются на поверхности с помо щью болтовых соединений в отдельные звенья, которые опускаются в ствол и закрепляются на расстрелах (консолях).

Технологию и организацию работ по последовательной и совмещен ной схемам рассмотрим на примере схемы №1(к) с шагом армировки 6 м (см. рис. 4.4).

4.5.2. Технология и организация работ по последовательной схеме Установка консолей. Установка консольных расстрелов осуществля ется с помощью специального монтажного шаблона, предназначенного для выведения консолей в проектное положение, их фиксирования во время бурения шпуров и установки анкеров. Конструкция и технология приме нения монтажного шаблона аналогична описанной ранее в п. 3.5.2.

Порядок установки консолей следующий. Полок перемещают на сле дующий ярус и раскрепляют в сечении ствола. Два монтажных шаблона (рис. 4.15, а), подвешенных на монтажной лебедке, опускают на следую щий ярус так, чтобы направляющие хомутов вошли между направляющи ми проводника на консольных расстрелах последнего установленного яру са, а стойки шаблонов вошли в направляющие стаканы.

Четыре консоли 2 доставляют на верхний этаж полка 3 на прицепном устройстве бадьи, перецепляют на монтажные канаты и заводят в шабло ны. На монтажном шаблоне консольные расстрелы закрепляют при помо щи болтов. Для компенсации радиального отклонения стенки ствола от проектного положения консоли могут иметь составную конструкцию.

При помощи регулировочных винтов в стаканах шаблоном выводят консоли армировки в проектное положение. Контроль положения яруса в горизонтальной плоскости осуществляется относительно армировочных отвесов и шаблонов, закрепленных на нижней перемычке. Шаг армировки задается положением хомутов на стойках. После окончательной проверки положения яруса, консоли фиксируют в стаканах и приступают к бурению и установке анкеров.

а) Рис. 4.16. Конструкция звена армировки 1 – проводник;

2 – опорная ветвь;

3 – узел соединения проводника и б) опорной ветви;

4 – узел крепления Рис. 4.15. Технология армирования опорной ветви к расстрелу по последовательной схеме Шпуры под анкеры бурятся через отверстия в опорных плитах консо лей. Соосность шпуров выдерживается кондуктором, который перед буре нием входит в отверстие опорной плиты. Глубина шпуров выдерживается упорным кольцом, установленным на буровой штанге.

Бурение шпуров под анкеры производят ручными перфораторами с использованием специальных приспособлений (пневмоподдержек, кондук торов и шаблонов) или специальными установками для комплектного бу рения шпуров. В условиях железобетонной (металлобетонной) крепи не обходимо применять бурильные установки с кольцевыми сверлами, арми рованными сверхтвердыми материалами.

После завершения бурения проверяют центровку консольного рас стрела, шпуры очищают от буровой мелочи сжатым воздухом и заполняют цементно-песчаным раствором класса В20 при помощи инъектора.

На анкер навинчивают переходник и вставляют в патрон пневмосвер ла. Анкер вводят в отверстие опорной плиты, вдавливают в шпур и вклю чают бурильную машину. После того как ограничительный выступ на пе реходнике достигает опорной плиты, пневмосверло выключают и отсоеди няют от анкера.

В зазор между опорной плитой и анкером заводят фигурную шайбу и закручивают болт с установленной на нем шайбой с цилиндрическим вы ступом. При этом фигурная шайба входит в отверстие плиты и образует с ней монолитную конструкцию, исключающую зазоры между отверстием опорной плиты и анкером.

После схватывания раствора в шпуре, откидываются зажимные уст ройства на монтажных шаблонах, консоли освобождаются, и цикл по уста новке расстрелов повторяется.

Навеска проводников. После установки консольных расстрелов на всю глубину ствола демонтируют армировочный полок и приступают к навеске проводников и опорных ветвей в направлении снизу вверх.

Балки проводников и опорных ветвей соединяют на поверхности по средством болтовых соединений в отдельные звенья (рис. 4.16). Звено под вешивают на канат подъемной машины с помощью специального прицеп ного устройства и опускают в ствол.

Навеска осуществляется с помощью двух четырехэтажных мон тажных люлек 4 (рис. 4.15, б) с размерами в плане 17002000 мм и высо той 18 м. На верхнем этаже люльки устанавливается поворотный кран, предназначенный для приема и монтажа проводников. На каждом этаже оборудуется площадка, перекрываемая стальными рифлеными листами. На всех площадках, кроме нижней, предусмотрены открывающиеся ляды, че рез которые проходчики могут переходить по лестницам с одного этажа на другой.

Рис. 4.17. График организации работ по установке расстрелов при последовательной схеме армирования 4.18. График организации работ по навеске проводников при последовательной схеме армирования Нижняя часть каждой секции люльки защищена решетчатыми пери лами высотой 1,1 м. Для обслуживания люлек применяются бадьи малой вместимости (не более 0,75 м3 ).

На верхнем этаже люльки спущенное звено 5 перецепляют на крюк поворотного крана. Для безопасной перевески каждая подвеска звена име ет по две серьги, одна из которых служит для навески на прицепное уст ройство подъемного каната, а другая – на монтажный канат крана люльки.

С помощью поворотного крана звено 5 подают к месту установки, по сле чего соединяют с ранее установленным звеном и закрепляют на кон сольных расстрелах. Эти работы выполняются одновременно с разных этажей люльки.

Для создания температурного зазора между торцами проводников и опорных ветвей устанавливают прокладки, которые после закрепления проводников к расстрелам снимают. После прикрепления звена к расстре лам, с него снимают серьги, освобождают крюк поворотного крана и при ступают к навеске следующего звена.

График организации работ по установке консолей и навеске провод ников представлен на рис. 4.17 и 4.18.

4.5.3. Технология и организация работ по совмещенной схеме Совмещенная схема рекомендуется для применения в столах с про стой конструкцией несущих ярусов.

Армирование по совмещенной схеме (рис. 4.19) производится в на правлении сверху вниз с помощью трехэтажного армировочного полка 3, который имеет на каждом этаже специальные отверстия для пропуска звеньев проводников и опорных ветвей. Цикл по армированию ствола включает установку двух ярусов армировки и навеску 8 звеньев проводни ков и опорных ветвей, при этом навеска звеньев несколько опережает ус тановку консолей.

Цикл начинается с установки консолей очередного яруса. Последова тельность работ аналогична монтажу консольных расстрелов по последо вательной схеме. К каждому монтажному шаблону 1 прикрепляются и вы водятся в проектное положение две консоли 2. Через отверстия в опорных плитах консолей бурятся шпуры и устанавливаются анкеры.

После установки всех консолей яруса приступают к навеске звеньев.

Звено 5 опускают в стол, перецепляют на канат монтажной лебедки и про пускают в соответствующее отверстие полка 3. После этого с верхнего этажа полка прикрепляют звено к консоли, а со среднего – соединяют ус танавливаемое звено с выступающим отрезком опорной ветви предыдуще го звена.

А Б В Г Рис. 4.19. Технология армирования по совмещенной схеме 4.20. График организации работ по навеске проводников при последовательной схеме армирования С одной позиции полка устанавливают четыре звена, например про водники и опорные ветви клетей и противовесов секторов А и В. Затем по лок опускают на шаг армировки и устанавливают консоли следующего яруса, после чего навешивают четыре звена секторов В и Г.

График организации работ по совмещенной технологической схеме армирования представлен на рис. 4.20.

4.6. Оценка технико-экономической эффективности армировки с дополнительной ветвью С целью оценки экономической эффективности применения безрас стрельной армировки с дополнительной опорной ветвью было произведено сравнение представленных в разделе 4.2 схем армировки (характеристики схем – см. табл. 4.1) с типовыми сечениями вертикальных стволов Южги прошахта [91] и альтернативным рядом консольно-распорных схем арми ровки [64], характеристики которых приведены в табл. 3.12 и 3.13.

Технико-экономические показатели армировки можно разделить на три основных класса: конструктивные, монтажные и эксплуатационные.

Конструктивное качество армировки можно охарактеризовать показа телем относительной работоспособности Р P=, (4.6) от М где Р – показатель работоспособности конструкции;

М – металлоемкость армировки, т/м3.

Показатель Р определяется способностью ее отдельных элементов и всей конструкции в целом воспринимать эксплуатационные нагрузки. Эта способность зависит от прочности и жесткости конструкции, а также рас пределения внутренних усилий. В данном случае в качестве критерия ра ботоспособности примем величину максимальных напряжений в консолях и расстрелах Umа х, которые в большинстве случаев определяют наступле ние предельного состояния армировки. Тогда формула (4.6) приобретет вид Рот =.

М Umax Основными показателями, характеризующими монтажные свойства армировки, являются трудоемкость работ и стоимость армирования. Для их определения, а также расчета металлоемкости конструкций, рассматри ваемые схемы объединены в 6 групп (табл. 4.8). Для получения наиболее достоверных результатов для всех сравниваемых схем были приняты сле дующие основные положения:

1. Шаг армировки для схем с коробчатыми проводниками составляет 6000 мм;

2. Крепление всех несущих элементов армировки (консолей, расстре лов) к стенкам ствола осуществляется анкерами.

3. Узел крепления расстрелов (консолей) состоит из четырех анкеров и опорной плиты, геометрические размеры которых принимаются одина ковыми для всех рассматриваемых схем армировки.

Металлоемкость армировки определялось путем суммирования массы конструктивных элементов, входящих в армировку;

стоимость монтажа и трудоемкость работ – на основании составленных локальных смет по каж дой схеме армировки в ценах 1984 г с последующим пересчетом в цены 2004 г.

При проведении расчетов рассматривалась только конструкция арми ровки, без учета других элементов поперечного сечения ствола: лестничных отделений, кабельных конструкций, опорных кронштейнов под трубопрово ды и др.

Результаты расчета технико-экономических показателей приведены в табл. 4.8.

Таблица 4. Технико-экономические показатели сравниваемых схем армировки № № М еталлоемкость, Стоимость, Трудоемкость, группы схемы т/м руб/м челч/м К3 (табл. 3.18) 0,708* 5551,39 17, 1 К3б (рис. 3.12) 0,623 4873,53 15, 1(к) (рис. 4.4) 0,759 5502,10 13, К4 (табл. 3.18) 0,666 5154,35 16, 2 К4б (рис. 3.13) 0,625 4888,06 15, 2(к) (рис. 4.5) 0,799 5918,82 15, К5 (табл. 3.18) 0,735 5694,83 17, 3 К5б (рис. 3.14) 0,637 4974,86 16, 3(к) (рис. 4.6) 0,761 5516,63 13, К8 0,734 5923,42 20, 4(к) (рис. 4.7) 0,757 5493,83 13, С2 (табл. 3.19) 0,928 6799,89 15, 5 С2б (рис. 3.18) 0,902 6930,82 19, 1(с) (рис. 4.8) 1,078 7845,17 18, С3 (табл. 3.19) 0,952 6976,61 17, 6 С3б (рис. 3.19) 0,903 6684,95 16, 2(с) (рис. 4.9) 1,06 7391,12 13, Примечание:

* – металлоемкость армировки определена без учета массы анкеров и узлов крепления проводников.

Анализ полученных данных показывает, что средняя металлоемкость схем армировки с дополнительной опорной ветвью больше металлоемко сти армировки Южгипрошахта на 9%, металлоемкости консольно распорных схем – на 17%.

В тоже время показатель относительной работоспособности, опреде ленный на основе данных табл. 4.5, у армировки с опорной ветвью в сред нем в 1,16 раз выше, чем у обычной консольной.

Ориентировочная средняя стоимость монтажа армировки с опорной ветвью выше соответствующих значений армировки Южгипрошахта на 7%, консольно-распорной армировки на 12%. Следуют отметить, что схе мы 1(к), 3(к) и 4(к) экономичнее аналогичных многорасстрельных схем.

Средняя трудоемкость монтажа армировки с опорной ветвью благода ря простой конструкции ярусов и сокращению узлов крепления расстрелов ниже аналогичных величин на 17% (армировка Южгипрошахта) и 14% (консольно-распорная армировка) соответственно.

В целом включение в конструкцию дополнительной опорной ветви не привело к существенному увеличению монтажных затрат по армированию.

К основным эксплуатационных параметрам технико-экономической эф фективности армировки можно отнести ее аэродинамическое сопротивление и величину затрат, связанных с поддержанием и ремонтом конструкций.

В табл. 4.9 приведены сравнительные данные по ориентировочному годовому расходу электроэнергии на проветривание на 1 м длины заарми рованного вертикального ствола при типовой многорасстрельной и кон сольной конструкции ярусов [18].

Таблица 4. Сравнительные данные о расходе электроэнергии на проветривание стволов Годовой расход электроэнергии, тыс. кВт·ч/м Диаметр Схема армировки при количестве подаваемого воздуха, м /с ствола, м 100 150 200 250 300 350 М ногорасстрельная 0,60 2,03 4,80 8,38 16,20 25,73 38, 6, Консольная 0,15 0,51 1,20 2,35 4,05 6,43 9, М ногорасстрельная 0,28 0,94 2,22 4,34 7,50 11,91 17, 7, Консольная 0,07 0,24 0,56 1,09 1,88 2,98 4, М ногорасстрельная 0,14 0,48 1,14 2,23 3,85 6,11 9, 8, Консольная 0,04 0,12 0,28 0,56 0,96 1,53 2, На основе данных табл. 4.9 был проведен сравнительный расчет эф фективности схемы с дополнительной опорной ветвью №2(к) и типовой схемы Южгипрошахта К4 который показал, что более высокие затраты на монтаж армировки окупаются за счет экономии электроэнергии при про ветривании шахты в течении 0,22 – 0,47 года, в зависимости от объема по даваемого по стволу воздуха.

5. АРМИРОВАНИЕ СТВОЛ ОВ В СЛ ОЖ НЫ Х ГОРНО-Г ЕОЛ ОГ ИЧЕСК ИХ У СЛ ОВИЯХ 5.1. Анализ современного состояния способов защиты жесткой армировки вертикальных стволов и задачи их совершенствования 5.1.1. Анализ эксплуатации вертикальных стволов в сложных горно-геологических условиях Современные вертикальные стволы сооружаются и эксплуатируются в самых разнообразных горно-геологических условиях, влияющих на со стояние крепи и армировки. В сложных горно-геологических условиях возникают нарушения крепи стволов вследствие влияния деформаций вмещающих ствол пород, и, как следствие, происходят нарушения жесткой армировки вертикальных стволов.

К причинам, влияющим на состояние ствола, относятся: усадка об водненного массива пород вследствие его осушения, влияние очистных работ, пересечение стволом зон старых горных работ и геологических на рушений, влияние сопряжений стволов с околоствольными выработками и камерами и др. (рис. 5.1).

В результате обследования глубоких вертикальных стволов, выполнен ного Украинским филиалом ВНИМИ, установлено, что 53% из них имели различной степени повреждения крепи и армировки [33].

В тяжелом состоянии эксплуатируются стволы, попадающие в зону влияния очистных работ, которое имеет свои особенности в условиях по логого и крутого залегания вмещающих пород.

В условиях пологих пластов влияние очистных работ проявляется, в основном, в форме опорного давления при оставлении предохранительных целиков недостаточных размеров либо при проведении стволов в зонах ос таточного опорного давления у старых очистных выработок. В этих случа ях крепь испытывает вертикальные знакопеременные деформации, кото рые приводят к изменению расстояния между ярусами армировки и ис кривлению проводников.

Так, например, периодически (1974, 1977, 1981, 1986 гг.) происходили повреждения крепи и армировки ствола № 10 шахты им. Г. Димитрова ПО «Красноармейскуголь» на сопряжении его с выработками гор. -384 м, расположенном в зоне двустороннего остаточного опорного давления пла н ста l7, при оконтуривании предохранительного целика в нижележащих пластах.

Рис. 5.1. Влияние горно-геологических и горнотехнических условий на состояние вертикальных стволов:

I – неустойчивые обводненные породы;

II – зона влияния очистных работ;

III – зона старых горных работ и геологических нарушений;

IV – зона влияния приствольных выработок Одной из характерных деформаций стволов в условиях крутого паде ния является их искривление вследствие процесса сдвижения и его активи зации над старыми очистными выработками [1].

На наклонном и крутом падении пород существенную роль играют горизонтальные деформации массива в радиальном нагружении крепи и сужении поперечного сечения ствола [30]. Уменьшения сечения ствола вы зывают разрушение крепи с образованием заколов и вывалов и сопровож даются изгибом расстрелов.

Ствол «Мария» шахты «Комсомолец» ПО «Артемуголь» диаметром в свету 5,1 м закреплен бетоном толщиной 500 мм [23, 79]. Армировка ме таллическая, шаг армировки – 3126 мм, расстрелы из двутавра № 30с, про водники рельсовые. В районе ствола падение пород крутое, под углом 55 – 65°, характерное для Центрального района Донбасса. Ствол подвер жен влиянию очистных работ на различных участках вследствие подра ботки, надработки, опорного давления.

В результате сдвижения горных пород ствол искривлен по стенкам крепи с юга на север в сторону восстания на 2,6 м, по армировке – на 0,95 м. Местами зазоры между подъемными сосудами и крепью ствола ме нее 100 мм. Нарушена заделка расстрелов. Крепь и армировка в крайне не удовлетворительном состоянии.

В практике встречаются случаи, когда армировка подвергается де формациям и при отсутствии видимых нарушений крепи. Так, например, в столе № 6 шахты «Кочегарка» диаметром в свету 8 м в районе гор. -550 м бетонная крепь не имела видимых нарушений, а стрела прогиба расстрелов достигала 100 – 150 мм [92]. Данный пример наглядно показывает на сколько армировка чувствительна к деформациям крепи, и свидетельству ет о том, что в стволах, подверженных влиянию очистных работ, прежде всего, нарушается армировка, а крепь сохраняет работоспособность.

Влияние сопрягающихся со стволом выработок и камер на состояние крепи и армировки также велико. Детальное обследование стволов с выра ботками на глубоких горизонтах шахт Центрального Донбасса, проведен ное ВНИМИ, позволило установить, что около 35% обследованных сопря жений имели различной степени повреждения крепи и армировки [33, 96].

Так, например, в столе № 2 шахты им. К.Е. Ворошилова ПО «Артем уголь» в результате деформаций околоствольного массива произошли за колы крепи сопряжений ствола с выработками гор. -720 и -830 м [30]. Ар мировка имела существенные нарушения. В результате сжатия ствола про изошел прогиб расстрелов на 50 и 40 мм, соответственно.

На шахте «Краснодонецкая» АО «Ростовуголь» в районе сопряжения главного ствола новой промплощадки с выработками околоствольного двора произошло обрушение бетонной крепи, вследствие чего армировка на данном участке утратила работоспособность.

В Восточном Донбассе состояние крепи стволов шахт показывает, что в подавляющем большинстве случаев крепь играет роль ограждающей конструкции, не несущей значительных нагрузок и является средством изоляции породных стенок от воздействия эрозии и случайных вывалов отдельных кусков пород в выработку [7].

Характерным примером состояния стволов в условиях работ по во допонижению является эксплуатация вертикальных стволов централь ной группы рудников Запорожского железорудного комбината (ЗЖРК) [11, 12, 40, 41, 43]. Стволы пройдены в слабых неоднородных водона сыщенных породах. В результате водопонижения в этих стволах на глубине 200 – 270 м отмечены значительные вертикальные (порядка 2356 – 2471 мм) и горизонтальные (до 200 мм) смещения горного масси ва, которые вызвали нарушения крепи и армировки стволов. Горизонталь ные отклонения расстрелов и проводников от вертикали по отдельным ярусам составили около 150 мм в западном направлении и около 80 мм – в северном.


5.1.2. Характер нарушений крепи и армировки стволов В результате анализа данных, опубликованных в научно-технических изданиях, полученных из отчетов НИР, проектов производства работ по восстановлению участков стволов с нарушениями крепи и армировки, фак тического осмотра нарушенных стволов в период 1990 – 2003 гг. были вы явлены основные причины нарушений крепи и армировки вертикальных стволов.

Характеристика причин повреждений и степень их влияния в наруше нии крепи и армировки вертикальных стволов по основным угольным бас сейнам представлены в табл. 5.1.

Таблица 5. Основные причины и степень их влияния в нарушении крепи и армировки вертикальных стволов Степень влияния причин в нарушении крепи и армировки вертикальных стволов, % Основные причины Группа нарушения крепи и Челябинский Кизеловский Украинский армировки вертикальных Российский ИТОГО по Печорский Донбассу стволов Донбасс Донбасс Кузбасс бассейн бассейн бассейн Влияние очистных работ вследствие недостаточных 1 35 – 30 11 44 43 – размеров предохранительных целиков, их частичной выемки Повышенное давление пород на крепь ствола в местах сопряжений с примыкающи 2 36 – 31 – 28 27 ми выработками вследствие ослабления массива сетью околоствольных выработок Неблагоприятные условия в зонах геологических наруше 3 11 – 10 – 18 6 ний и пересечения старых горных работ Агрессивное воздействие 4 10 85 20 80 3 20 подземных вод на крепь и армировку Прочие причины (нарушение 5 технологии возведения кре- 8 15 9 9 7 4 пи, армировки и пр.) В большинстве случаев нарушения крепи и армировки стволов проис ходят при влиянии одновременно нескольких причин. Из данных табл. 5. следует, что основными из них являются влияние очистных работ и при ствольных выработок, а также неблагоприятные условия в зонах пересече ния старых горных работ и геологических нарушений.

Указанные выше причины нарушений стволов могут быть разделены на три группы: природные (группы 3 и 4), технологические (группа 5) и эксплуатационные (группы 1 и 2). Природные или естественные сущест вуют до сооружения выработки и могут проявиться на любой стадии ее работы. Технологические возникают в процессе сооружения выработки и связаны с несовершенством технологии, несоответствием типа и несущей способности крепи некоторым технологическим параметрам. Эксплуата ционные причины связаны с использованием выработки, разработкой по лезных ископаемых, способами охраны и др.

В табл. 5.2 сведены результаты обобщения данных о характере и ве личинах нарушений крепи и армировки на участках стволов, эксплуати руемых в различных горно-геологических и горнотехнических условиях.

Таблица 5. Характер нарушений крепи и армировки вертикальных стволов Горно-геологические и Характер нарушений крепи и армировки горнотехнические условия Горизонтальные смещения:

– крепи: 25 – 418 мм;

Неустойчивые обводненные породы – армировки: 20 – 150 мм Вертикальные смещения армировки:

– до 150 мм Изменение диаметра ствола, наклон, сдвиги поперечных сечений. Прогиб расстрелов – до 150 мм. Смещения проводников:

Влияние очистных работ – горизонтальные: 10 – 130 мм – вертикальные: 30 – 50 мм Пересечение старых горных работ и Сдвиги поперечных сечений при геологических нарушений срезывании – до 500 мм Нарушение крепи: заколы и трещины.

Деформации крепи:

Влияние приствольных выработок – горизонтальные: 2 – 350 мм – вертикальные: 6 – 70 мм Искривления проводников до 130-150 мм.

Анализ данных, представленных в табл. 5.2, показывает, что величи ны деформаций крепи стволов достигают 500 мм, а армировки – до 150 мм.

Необходимо отметить, что на участках пересечения стволом зон ста рых горных работ и геологических нарушений, в районах сопряжений по теря его нормального эксплуатационного состояния часто происходит при расчленении стакана крепи на крупные блоки. Но при этом армировка те ряет свою работоспособность.

В табл. 5.3 приведены данные о размерах нарушенных участков ство лов, эксплуатирующихся в различных горно-геологических условиях, и удельных долях каждого размера в общем объеме совокупности данных.

Таблица 5. Данные о размерах нарушенных участков стволов Удельный вес в общем Основные причины нарушения Размеры объеме совокупности Группа крепи и армировки нарушенного данных для каждой вертикальных стволов участка, м группы причин нарушений, % Влияние очистных работ до 10 вследствие недостаточных 10 – 30 размеров предохранительных 30 – 100 целиков, их частичной выемки более 100 Повышенное давление пород на крепь ствола в местах до 10 сопряжений с примыкающими 2 10 – 30 выработками вследствие более 30 ослабления массива сетью околоствольных выработок Неблагоприятные условия в до 10 зонах геологических 3 10 – 30 нарушений и пересечения более 30 старых горных работ Агрессивное воздействие до 10 подземных вод на крепь и 10 – 30 армировку более 30 Прочие причины (нарушение до 10 5 технологии возведения крепи, 10 – 30 армировки и пр.) более 30 Анализ данных, представленных в табл. 5.3, показал, что 70% нару шенных участков стволов по различным причинам имеют размеры в пре делах 10 – 30 м. Поэтому в дальнейшем рассматриваем нарушенные участ ки высотой до 30 м.

5.1.3. Анализ известных способов защиты жесткой армировки вертикальных стволов от проявлений горного давления Для защиты стволов от проявлений горного давления наряду с други ми (горными, горно-технологическими, технологическими и др.) исполь зуются конструктивные меры защиты [79].

В литературе [1, 22, 29, 37, 38] приведены предложения по конструк тивному приспособлению крепи, часть из которых применялась на практи ке. Сюда относятся разного рода податливые прокладки, узлы податливо сти, заполненные вязким материалом, скользящие битумные оболочки, по датливые костровые зоны и т.д.

Указанные мероприятия не обеспечивают нормальную эксплуатацию стволов в случаях, когда фактические деформации превышают предусмот ренные проектом, векторы возникающих усилий не совпадают с осью ре гулируемости податливой конструкции, крепь теряет устойчивость и др.

Нормами [10, 93] рекомендуются меры защиты армировки от верти кальных и горизонтальных деформаций, основным направлением которых является обеспечение армировки вертикальной осевой и радиальной по датливостью.

Осевая податливость предусматривается в случае вертикального уко рочения или удлинения стволов и их искривлении, так как при этом проис ходит либо изгиб проводников, либо разрыв их в местах стыковки.

Для компенсации осевых деформаций до 3 мм и относительно равно мерном распределении их на нарушенном участке ствола нормами [10] ре комендуется установка на стыках проводников прокладок из податливых материалов (транспортерная лента, полимеры и др.), или вкладышей из от резков рельсов, которые устанавливаются между стыкуемыми проводни ками против расстрела, либо выше или ниже у расстрела. Крепление сты куемых проводников 2 и вкладыша 3 против расстрела производится специ альными скобами (схватками) 1 и стяжными скобами Бриара (рис. 5.2, а).

Аналогичное крепление рельсового вкладыша производится выше или ни же расстрела, с дополнительной установкой (для жесткости) распорных втулок 5 или отрезков из расстрелов того же профиля (рис. 5.2, б).

Для компенсации смещений величиной до 50 мм в конструкцию проводников вводятся узлы податливости, принцип работы которых за ключается в сжатии податливых элементов: резиновых прокладок и та рельчатых пружин [12, 31].

С целью обеспечения податливости армировки в радиальном направ лении нормами рекомендуется установка конструкций с регулируемым креплением расстрелов и проводников.

Узел Г Г (1:5) 3 А А2 Д Д Б3 Б Д–Д В А –А Вид В Б–Б а) б) Рис. 5.2. Конструкции регулируемого крепления рельсового проводника:

а – против расстрела;

б – у расстрела;

1 – прижимная скоба;

2 – проводник;

3 – рельсовый вкладыш;

4 – болты М 24;

5 – втулка;

6 – скоба зажимная ВНИИОМШСом совместно с Южгипрошахтом разработаны схемы конструктивных решений мер защиты жестких армировок и регулируемые узлы. Варианты регулируемого крепления элементов армировки принима ются в зависимости от характера и величин деформаций крепи, конструк ции крепи и армировки.

Основные варианты конструкций регулируемого крепления расстре лов представлены на рис. 5.3, а проводников – на рис. 5.4 – 5.6.

а) б) Рис. 5.3. Конструкции регулируемых опор для крепления расстрелов:

а – в продольном направлении;

б – в продольном и поперечном направлениях;

1 – опорная конструкция;

2 – угольники;

3 – расстрел Рис. 5.4. Конструкция регулируемого крепления проводников на стенке расстрелов при помощи передвижной лежки Рис. 5.5. Конструкция регулируемого крепления проводников на коробчатых расстрелах Рис. 5.6. Конструкция регулируемого крепления проводников на полке расстрела при помощи передвижной лежки Обобщенные данные о конструктивных способах защиты крепи и ар мировки от проявлений горного давления в различных горно-геологи ческих условиях представлены в табл. 5.4.

Таблица 5. Способы защиты крепи и армировки вертикальных стволов Горно-геоло (см. рис. 5.1) гические и Характер нарушений Способы защиты крепи Зона горнотехниче- крепи и армировки и армировки ские условия Горизонтальные смещения: Установка компенсато – крепи: 25 – 130 мм;

ров горизонтальных и – армировки: 20 – 150 мм вертикальных деформа Вертикальные смещения ций армировки, устрой Неустойчивые армировки: ство осадочных швов в I обводненные – до 150 мм крепи породы Перекрепление и пере Деформации более 150 мм армирование нарушен Нарушения устойчивости крепи ного участка Изменение диаметра ствола, на- Узлы податливости в клон, сдвиги поперечных сечений. крепи;

регулируемое Прогиб расстрелов – до 150 мм. крепление расстрелов и Смещения проводников: проводников Влияние очи- – горизонтальные 10 – 130 мм;


II стных работ – вертикальные 30 – 50 мм Перекрепление и пере Деформации более 150 мм армирование нарушен Нарушения устойчивости крепи ного участка Устройство деформаци Сдвиги поперечных сечений при онных швов, податли Пересечение срезывании – до 150 мм вых оболочек старых горных работ и геоло III Перекрепление и пере гических Деформации более 150 мм армирование нарушен нарушений Нарушения устойчивости крепи ного участка Нарушение крепи: Устройство осадочных – заколы и трещины. швов;

регулируемое Деформации крепи: крепление расстрелов и – горизонтальные 2 – 35 мм проводников Влияние – вертикальные: 6 – 70 мм IV приствольных Искривления проводников:

выработок до 130 –150 мм.

Перекрепление и пере Деформации более 150 мм армирование нарушен Нарушения устойчивости крепи ного участка Другим направлением защиты армировки вертикальных стволов явля ется рациональный выбор схемы армировки, которая должна учитывать возникающее в процессе проходки ствола и эксплуатации месторождения перераспределение напряжений в горном массиве и прогнозируемое пре обладающее направление горизонтальных и вертикальных деформаций породного контура и крепи ствола [109].

Такой схемой, наиболее предпочтительной с точки зрения защиты ар мировки является консольная схема армировки с боковым односторонним расположением проводников. При этом продольные оси консолей должны проектироваться в направлении ожидаемых сдвижений поперечного сече ния ствола.

В основу всех известных технических решений по конструктивной защите армировки положен принцип компенсации деформаций в системе «крепь – армировка». В случае любых нарушений крепи и армировки, если только ствол по техническим причинам не перестает функционировать, связь в системе «крепь – армировка» остается неразрывной.

Однако известные способы защиты армировки вертикальных стволов от влияния деформирующейся крепи имеют ряд существенных недостатков:

– компенсирующие конструкции требуют принудительной регулиров ки, что крайне затруднительно в условиях эксплуатируемого ствола;

– не обеспечивается надежная защита армировки в случаях, если воз никающие деформации превышают пределы регулируемости, предусмот ренные конструкцией;

векторы возникающих усилий не совпадают с осью податливости конструкции;

происходит нарушение устойчивости крепи и заделки расстрелов.

В связи с этим авторами предлагаются новые конструктивные реше ния и технологии армирования вертикальных стволов, обеспечивающих безремонтную эксплуатацию армировки в условиях деформирующегося породного массива. Обеспечение работоспособности армировки на участке деформирующегося породного массива достигается применением простран ственных конструкций с разрывом связи в системе «крепь – армировка».

5.2. Основные конструктивные решения пространственной армировки с опиранием вне зоны деформирующегося массива 5.2.1. Технические требования Разрабатываемая конструкция армировки должна обеспечивать без аварийную работу подъемных установок в условиях деформирующейся крепи стволов, которая не может служить опорой для обычной армировки.

На основании анализа исследований (п. 5.1) рассматривается участок деформирующейся крепи (высота конструкции) размером от 6 до 30 м.

Если ствол сооружается в таких горно-геологических условиях, что возможно сдвижение околоствольного массива, необходимо требуемые по ПБ зазоры между подъемными сосудами и крепью проектировать с учетом ожидаемых деформаций. В случае если в процессе развития деформаций эти зазоры не выдерживаются, производится перекрепление ствола. Арми ровка рассматривается на протяженных участках стволов и в сопряжениях с конечными горизонтами.

В горнодобывающей промышленности проектирование и строитель ство вертикальных стволов осуществляется в соответствии с нормативны ми документами [39, 89, 91]. Указанные выше материалы используются как базовые при дальнейших исследованиях.

В соответствии с указанными документами принимаем следующий ряд диаметров стволов в свету: 6;

6,5;

7;

7,5;

8 м. Глубина стволов – до 1400 м. Скорость подъема – до 12 м/с (клетевые стволы) и 16 м/с (скипо вые стволы).

Авторами исследован типовой ряд схем сечений и армировки верти кальных стволов с жесткими проводниками, разработанный Южгипро шахтом [91]. В качестве стандартизированных подъемных сосудов прини маются скипы и клети, основные характеристики которых приведены в [91]. Шаг армировки принимается для рельсовых проводников – 3,126;

4,168;

6,252 м;

коробчатых – 3;

4 и 6 м.

Армирование ствола производится после окончания его проходки и крепления с переоборудованного проходческого полка сверху вниз по по следовательной или совмещенной схемам армирования.

Элементы армировки изготовляются из рекомендуемых прокатных профилей [2, 39], обеспечивающих коррозионную стойкость.

Элементы армировки и отдельные узлы должны иметь габариты, по зволяющие их транспортировку через проемы нулевой рамы и проходче ского копра. Соединение элементов – на болтах.

5.2.2. Основные конструктивные решения Обеспечение работоспособности армировки достигается разрывом связи в системе «крепь – армировка» на участке деформирующейся крепи путем устройства пространственных конструкций с опиранием вне зоны нарушений.

Предлагаемое техническое решение может быть выполнено в зависи мости от интенсивности работы подъема и протяженности (высоты) участ ка в двух исполнениях: в виде плоскопараллельных рам или пространст венных конструкций.

Конструкция в виде плоскопараллельных рам (рис. 5.7, а) состоит из опорных расстрелов 1, устанавливаемых вне нарушенного участка ствола, вертикальных стоек 2, предназначенных для опирания промежуточных расстрелов 3. К промежуточным расстрелам крепятся проводники 4. Рас положение промежуточных расстрелов совпадает с расположением рас стрелов в обычных ярусах армировки. Шаг армировки сохраняется.

Высота пространственной конструкции кратна шагу армировки.

Пространственная конструкция (рис. 5.7, б) состоит из аналогичных плоских рам с дополнительными связями 5, повышающими жесткость и устойчивость конструкции в целом. Принципиальные схемы предлагаемых пространственных конструкций разработаны применительно к типовому ряду сечений и армировок широкого применения вертикальных стволов и приведены в табл. 5.5 и 5.6.

Анализ проектных проработок показал, что предлагаемые техниче ские решения могут быть применены практически для всего типового ряда схем армировок вертикальных стволов.

Рис. 5.7. Схемы армировки ствола с опиранием вне участка деформирующегося массива:

а – конструкция в виде плоскопараллельных рам;

б – пространственная конструкция Таблица 5. Принципиальные схемы пространственных конструкций армировки в сравнении со схемами типового ряда клетевых стволов № № Типовая схема Предлагаемая схема схемы схемы К-1 К-1п К-2 К-2п К-3 К-3п К-4 К-4п К-5 К-5п Примечание.

– плоскопараллельные рамы;

– дополнительные связи в пространственных конструкциях Таблица 5. Принципиальные схемы пространственных конструкций армировки в сравнении со схемами типового ряда скиповых стволов № № Типовая схема Предлагаемая схема схемы схемы С-1 С-1п С-2 С-2п С-3 С-3п Примечание.

– плоскопараллельные рамы;

– дополнительные связи в пространственных конструкциях Разработанный применительно к типовому ряду схем жесткой ар мировки ряд принципиальных схем конструкций армировки с опира нием вне зоны деформирующегося породного массива позволяет про ектировать армировку на любых проблемных участках клетевых и ски повых стволов, где другие способы защиты армировки невозможны или малоэффективны.

5.3. Исследование напряженно-деформированного состояния пространственной конструкции армировки на участках деформирующегося породного массива Обеспечение работоспособности армировки достигается разрывом связи в системе «крепь – армировка» на участке деформирующегося мас сива путем устройства пространственных конструкций с опиранием вне зоны нарушения.

Согласно [54], одним из важнейших требований, предъявляемых к ар мировке, является обеспечение стабильности (динамической устойчиво сти) движения подъемных сосудов, а основными ограничением является величина прогиба в точках крепления проводников к расстрелам. Конст руктивные параметры схем армировки, разработанных в п. 5.2 обусловле ны требованиями прочности, жесткости, общей и местной устойчивости.

Для определения основных геометрических параметров и области применения разработанных конструкций установим закономерность изме нения величины прогиба среднего яруса пространственной конструкции армировки в зависимости от ее высоты, типоразмера и скорости движения подъемного сосуда. Исследование напряженно-деформированного состоя ния (НДС) армировки выполним на примере пространственной конструк ции, разработанной для типовой схемы К2 (см. рис. 5.7, а). Высота конструкции изменяется от 12,5 м до 31,25 м с шагом армировки – 6,252 м.

Исходя из предложенных конструк тивных решений (п. 5.2), принята сле дующая расчетная схема (рис. 5.8).

Узел соединения опорных расстре лов 1 с крепью ствола 2 моделируем ша ровым шарниром. Согласно исследова ниям, выполненным во ВНИИГМ им. М.М. Федорова [14], осуществить полное защемление практически невоз можно. В реальных конструкциях арми ровки возможно только частичное за щемление: среднее между полным за щемлением и шарнирным опиранием.

Кроме того, предположение о шарнир ном опирании концов расстрелов позво ляет проектировать армировку с опреде ленным запасом прочности.

Соединения проводников 3 с рас Рис. 5.8. Расчетная схема стрелами 1 и 5 считаем жесткими и вер тикальных стоек 4 с расстрелами 1 – шарнирными, а с расстрелами 5 – же сткими. Связь конструкции с регулярной армировкой моделируется консо лями 6 с шарнирными опираниями по концам.

Так как нагрузки от движущегося подъемного сосуда передаются на головку рельса, то в расчетной схеме соединение проводников и расстре лов моделируется жесткой вставкой 7, длина которой равна высоте рельса.

Типы поперечных сечений элементов назначены, исходя из условий технологичности монтажа конструкции. Опорные и промежуточные рас стрелы выполняются из двутавровых балок, рекомендуемых «Методи кой...» [39]. Вертикальные стойки – из толстостенных труб. В качестве проводников применяются железнодорожные рельсы типа Р50. Собствен ный вес равномерно распределяем по всем элементам конструкции.

На проводник в центре конструкции действует динамическая сила Р от движущегося подъемного сосуда, определяемая по выражению (3.5), в результате чего возникает прогиб конструкции.

При исследовании в качестве подъемных сосудов использованы од но- и двухэтажные клети, предназначенные для схем армировки с односто ронним расположением проводников (табл. 5.7).

Таблица 5. Характеристика клетей Типоразмер М асса порожней Тип и масса груженой М асса груженой клети клети, кг вагонетки, кг клети, кг 1НОВ255-3.2 2800 ВГ-1.4 3625 1НОВ360-6.0 4000 ВГ-2.5 6300 1НОВ400-9.0 6000 ВД-3.3 9120 1НОВ520-15.0 8990 ВД-5.6 14500 2НОВ360-11.5 7900 ВГ-2.5 6300 2НОВ400-15.0 9990 ВД-3.3 9120 2НОВ520-15.0 12240 ВД-5.6 14500 Скорость движения клетей изменяется от 0 до 12 м/с. Исследуем НДС конструкции армировки при движении клетей с различной скоростью.

Исследование работы конструкции выполняем, используя метод ко нечных элементов (МКЭ) [9]. Как известно, метод конечных элементов да ет приближенное решение задачи об определении НДС конструкций. Од нако в данной (рамной) системе все конечные элементы являются элемен тами стержневого типа, для которых выражения аппроксимирующих функций задаются точно (в рамках технической теории изгиба), и, следо вательно, решение получается точным.

НДС конструкции описываем конечно-элементной моделью rr RZ = F, r жесткости конструкции;

Z (n) – вектор обобщенных где R (n, n) – матрица r перемещений узлов;

F – вектор внешних силовых воздействий, n – число степеней свободы.

Элементы матрицы жесткости конструкции вычисляются суммиро ванием элементов матриц жесткости отдельных конечных элементов.

Условие равновесия конечного элемента составляется на основании принципа возможных перемещений rr ( n )T S ( )T dV = 0, rr (5.1) V r r где n и S – векторы узловых перемещений и реакции узлов конечного элемента;

векторы относительных деформаций и напряжений в произволь ной точке конечного элемента;

V – объем конечного элемента;

Т – индекс транспонирования. r r Размерность векторов n и r обусловлена числом степеней свободы Sr конечного элемента, а векторов и – типом конечного элемента и при нятой технической теорией. Так конечный элемент пространственной рам ной конструкции в рамках технической теории изгиба имеет 12 степеней свободы (три линейных и три угловых смещения в каждом узле), а векторы rr и имеют вид = [ z xz yz ]T ;

= [ z xz yz ]T.

r r Полагаем, что r r r r r = D U = BU ;

= E, (5.2) где D – дифференциальный матричный оператор, вид которого зави сит от типа конечного элемента;

– так называемая матрица функ ций формы;

Е – матрица упругости материала.

Подставляя соотношения (5.2) в уравнение равновесия (5.1) и учиты r r вая, что = В U, имеем (U ) S B T EBUdV = 0.

r T r r (5.3) V Так как уравнение (5.3) должно выполняться при любых возможных r r r r r перемещениях, то S B T EBUdV U = 0, и, следовательно, S rU = 0.

V Матрица жесткости отдельного конечного элемента r = B T EBdV.

V Это соотношение позволяет построить матрицу жесткости любого ко нечного элемента.

Расчет конструкции по МКЭ предполагает обработку большого объе ма числовой информации. Поэтому реализация алгоритмов МКЭ возможна только с использованием ЭВМ. В настоящей работе конечно-элементный анализ работы пространственной конструкции армировки в виде плоской рамы выполняем с использованием вычислительного комплекса (ВК) «Зе нит».

Исходная информация представляется в виде набора числовых масси вов, характеризующих геометрию и топологию конструкции;

физико механические свойства материала;

геометрические характеристики попе речных сечений элементов;

внешние нагрузки;

кинематические, в том чис ле опорные, связи. Результатом расчетов являются внутренние усилия в элементах и перемещения узлов конструкции.

Расчет НДС конструкции начинается с назначения типов и числа ко нечных элементов, представления расчетной схемы в виде конечно элементной модели.

Порядок разработки конечно-элементной модели аналогичен описан ному ранее (см. п. 3.3).

Конечно-элементная модель ис следуемой конструкции (рис. 5.9) представляет собой систему стержне вых элементов, ориентация которых задана в глобальной правой декарто вой системе координат.

Расчет прогиба среднего яруса пространственной конструкции про изведен с помощью МКЭ для каждой из клетей (табл. 5.7), движущихся со скоростью от 0 до 12 м/с с шагом 1 м/с при высоте пространственной конструкции от 12,5 до 31,25 м.

В результате произведенных расчетов была определена величина максимального прогиба среднего яру са конструкции армировки в виде плоской рамы по условию прочности – [ С ] 0,015 м.

Результаты расчетов представ лены в табл. 5.8.

Рис. 5.9. Конечно-элементная модель пространственной конструкции армировки Таблица 5. Значения величин прогибов среднего яруса пространственной конструкции армировки Значения величин прогибов среднего яруса пространст Скорость венной конструкции армировки при ее высоте, м Т ипоразмер клети движения клети 12,50 18,75 25,00 31, 1 2 3 4 5 0 0 0 0 1 0,00003 0,000059 0,000094 0, 2 0,00012 0,00023 0,00038 0, 3 0,00028 0,00053 0,00085 0, 4 0,00049 0,00093 0,0015 0, 5 0,00077 0,0015 0,0024 0, 1НОВ255-3.2 6 0,0011 0,0021 0,0034 0, 7 0,0015 0,0029 0,0046 0, 8 0,002 0,0037 0,006 0, 9 0,0025 0,0047 0,0076 0, 10 0,0031 0,0058 0,0094 0, 11 0,0038 0,0071 0,011 0, 12 0,0045 0,0084 0,014 0, 0 0 0 0 1 0,00005 0,0001 0,00015 0, 2 0,0002 0,00038 0,0006 0, 3 0,00045 0,00084 0,0014 0, 4 0,0008 0,0015 0,0024 0, 5 0,0013 0,0023 0,0038 0, 1НОВ360-6.0 6 0,0018 0,0038 0,0054 0, 7 0,0025 0,0046 0,0074 0, 8 0,0032 0,006 0,01 0, 9 0,0041 0,0076 0,012 0, 10 0,005 0,0094 0,015 0, 11 0,0061 0,011 0,018 0, 12 0,0069 0,014 0,022 0, 0 0 0 0 1 0,000074 0,00014 0,00022 0, 2 0,0003 0,00055 0,00089 0. 3 0,00067 0,0013 0,002 0, 4 0,0012 0,0022 0,0036 0, 5 0,0019 0,0035 0,0056 0, 1НОВ400-9.0 6 0,0027 0,005 0,008 0, 7 0,0036 0,0068 0,011 0, 8 0,0048 0,0089 0,014 0, 9 0,006 0,011 0,018 0, 10 0,0074 0,014 0,022 0, 11 0,009 0,017 0,027 0, 12 0,011 0,02 0,032 0, Продол жение табл. 5. 1 2 3 4 5 0 0 0 0 1 0,00011 0,00021 0,00035 0, 2 0,00046 0,00086 0,0014 0, 3 0,001 0,0019 0,0031 0, 4 0,0018 0,0034 0,0055 0, 5 0,0029 0,0054 0.0086 0, 1НОВ520-15.0 6 0,0041 0,0077 0,012 0, 7 0,0056 0,011 0,017 0, 8 0,0074 0,014 0,022 0, 9 0,0093 0,017 0,028 0, 10 0,012 0,021 0,035 0, 11 0,014 0,026 0,042 0, 12 0,017 0,031 0,05 0, 0 0 0 0 1 0,000029 0,00019 0,0003 0, 2 0,0004 0,00074 0,0012 0, 3 0,0009 0,0017 0,0027 0, 4 0,0016 0,003 0,0048 0, 5 0,0025 0,0046 0,0075 0, 2НОВ360-11.5 6 0,0036 0,0067 0,011 0, 7 0,0049 0,009 0,015 0, 8 0,0064 0,012 0,019 0, 9 0,0081 0,015 0,024 0, 10 0,001 0,019 0,03 0, 11 0,012 0,023 0,036 0, 12 0,014 0,027 0.043 0, 0 0 0 0 1 0,00014 0,00026 0,00041 0, 2 0,00055 0,001 0,0017 0, 3 0,0012 0,0023 0,0037 0, 4 0,0022 0,0041 0,0066 0, 5 0,0034 0,0064 0,01 0, 2НОВ400-15.0 6 0,0049 0,0092 0,015 0, 7 0,0067 0,013 0,02 0, 8 0,0088 0,016 0,026 0, 9 0,011 0,021 0,033 0, 10 0,014 0,026 0,041 0, 11 0,017 0,031 0,05 0, 12 0,02 0,037 0,059 0, 0 0 0 0 1 0,0002 0,00038 0,0006 0, 2 0,0008 0,0015 0,0024 0, 3 0,0018 0,0034 0,0054 0, 4 0,0032 0,006 0,0097 0, 5 0,005 0,0094 0,015 0, 2НОВ520-15.0 6 0,0072 0,014 0,022 0, 7 0,0099 0,018 0,03 0, 8 0,013 0,024 0,039 0, 9 0,016 0,03 0,049 0, 10 0,02 0,038 0,06 0, 11 0,024 0,045 0,073 0, 12 0,029 0,054 0,09 0, Для полученных значений величин прогибов среднего яруса про странственной конструкции армировки, представленных в табл. 5.8, по добраны аппроксимирующие выражения зависимости величины прогибов конструкции С от скорости движения клетей V и высоты конструкции ар мировки Н, т.е. С = f (V, H) (табл. 5.9).

Таблица 5. Результаты аппроксимации зависимости С = f (V, H) Выражение, определяющее максимальный Типоразмер клети прогиб проводника от движущейся клети C = 0,059 – 0,009V – 0,005H + 9,98310-5 H2, 1НОВ520-15. C = 0,027 – 0,006V – 0,003H + 6,47410-5 H2, 1НОВ400-9. C = 0,025 – 0,004V – 0,002H + 4,3310-5 H2, 1НОВ360-6. C = 0,015 – 0,002V – 0,001H + 9,96110-5V2 + 2,73610-5 H2, 1НОВ255-3. C = 0,102 – 0,015V – 0,009H + 0,001V2 + 0,001VH, 2НОВ520-15. C = 0,07 – 0,01V – 0,006H, 2НОВ400-15. C = 0,037 – 0,008V – 0,004H + 8,00110-5 H 2НОВ360-11. Минимальный коэффициент корреляции полученных выражений со ставил R = 0,84, т.е. между величиной прогиба, скоростью движения кле тей и высотой пространственной конструкции армировки существует тес ная связь, близкая к функциональной.

Т.о. доказано, что величина прогиба среднего яруса конструкции опи сывается полиномом второй степени и зависит от высоты конструкции и скорости движения клетей.

5.4. Методика расчета пространственной конструкции армировки вертикальных стволов шахт на участках деформирующегося породного массива Предложенная методика разработана на основе «Методики расчета жесткой армировки вертикальных стволов шахт» [39] и «Пособия по про ектированию и монтажу жесткой армировки вертикальных стволов шахт и рудников» [54] применительно к пространственной конструкции армиров ки, отличительной особенностью которой является опирание расстрелов на вертикальные стойки, обладающие податливостью.

Методика расчета изложена на примере типовой схемы армировки вертикального ствола К2 [91].



Pages:     | 1 | 2 || 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.