В зависимости от расположения подъемных сосудов в сечении ствола горизонтальная аэродинамическая сила на сосуды вызывает дополнительную лобовую (рис. 1, а) или же боковую (рис. 1, б) силы на проводники.

Дополнительные лобовая и боковая силы на проводники от аэродинамических сил в месте встречи подъемных сосудов составят:

; ,

где: ас, bс – геометрические размеры подъемного сосуда в плане, соответственно перпендикулярный и параллельный лобовой нагрузке на проводник, м;

H – высота подъемного сосуда, м; , – соответственно углы атаки воздушной струи в лобовой и боковой плоскостях, °; n – количество проводников, воспринимающих нагрузку.

 


а)

б)

Рис. 1. Схема формирования дополнительных нагрузок на проводники от аэродинамической силы на сосуды в месте их встречи: а – лобовой; б – боковой,

Rл, Rб – лобовая и боковая реакции проводников от действия аэродинамической силы
на подъемные сосуды Pа. вст

Дополнительные нагрузки на армировку и , Н, для серийно используемых скипов упрощенно рассчитываются в зависимости от интенсивности подъема Iпод, МДж, с помощью линейной функции (при коэффициентах корреляции R2 = 0,934 для лобовой и R2 = 0,938 для боковой нагрузки):

Для учета аэродинамических сил при определении эксплуатационных нагрузок на армировку введем коэффициенты и определяемые отношениями

, .

С достаточно высокой точностью (корреляционное отношение – от 0,835 до 0,995) коэффициенты и рассчитываются по формуле

,

где A и B – коэффициенты аппроксимации, зависящие от направления приложения нагрузки, шага армировки, профиля проводника и типа направляющих.

Дополнительные лобовые и боковые нагрузки на коробчатые (рельсовые) проводники вследствие действия аэродинамических сил в местах встречи скипов, при средней интенсивности подъема (3 – 10 МДж) составляют:

– 2-7% эксплуатационной нагрузки при шагах армировки 3 (3,125) и 4 (4,168) м;

– 7 – 22% эксплуатационной нагрузки при шагах армировки 6 (6,25) м.

При высокой интенсивности подъема (10 – 40 МДж) удельный вес дополнительной нагрузки вследствие аэродинамического удара в общей нагрузке на армировку снижается и составляет:

– 1-2% эксплуатационной нагрузки при шагах армировки 3 (3,125) и 4 (4,168) м;

– 4 – 11,5% эксплуатационной нагрузки при шагах армировки 6 (6,25) м.

Таким образом, дополнительные лобовые и боковые нагрузки на проводники вследствие действия аэродинамических сил в местах встречи подъемных сосудов должны обязательно учитываться при проектировании армировки с шагом 6 (6,25) м при любой интенсивности подъема, а также с шагом 3 (3,125) и 4 (4,168) м при интенсивности подъема ниже 10 МДж.

Силы от крутящего момента, возникающего в головном канате Рм. При растяжении сталепроволочного каната осевыми усилиями в нем возникают моменты, стремящиеся раскрутить канат, т. е. увеличить шаг свивки прядей. Под воздействием крутящего момента M подъемный сосуд пытается повернуться на угол φ, тем самым воздействуя на проводники с силой Pм. С учетом разложения этой силы на составляющие дополнительные лобовая и боковая нагрузки на проводник составят

; ,

где ср – коэффициент результирующего момента (для одноканатных подъемов ср =1, для многоканатных ср = 0,175); kс – коэффициент упругой связи каната; d – диаметр головного каната, мм; Sк – плечо вращения, т. е. расстояние от центра подъемного сосуда в плане до центра проводника, м.

Исходя из требуемой линейной плотности подъемного каната, определим рациональную область применения одно - и многоканатных подъемных машин (рис. 2).

Для учета дополнительных нагрузок на армировку вследствие кручения каната введем коэффициенты и , определяемые отношениями

, .

С достаточно высокой точностью (R2 = 0,97 – 0,99) коэффициенты и рассчитываются по формуле

,

где Км – коэффициент пропорциональности, зависящий от направления приложения нагрузки, профиля проводника, типа направляющих устройств и схемы подъема (одно - или многоканатный).

m = 100 т

m = 60,9 т

m = 45 т

Многоканатный подъем

m = 30 т

m = 20,3 т

m = 11,3 т

0

Одноканатный подъем

Рис. 2. Графики зависимости требуемой линейной плотности каната
от массы подъемного сосуда и глубины ствола (пунктирной линией отделены
рациональные области применения одно - и многоканатных подъемов)

При расчете лобовых нагрузок на проводник, дополнительная сила от кручения подъемного каната должна учитываться:

– для одноканатного подъема – при использовании рельсовых или коробчатых проводников и шага армировки 6 (6,25) м, при этом = 1,03 – 1,13;

– для многоканатного подъема (применении большегрузных подъемных сосудов массой 60 – 100 т) – при использовании только рельсовых проводников и шага армировки 6,25 м, при этом = 1,03 – 1,07;

При расчете боковых нагрузок дополнительными силами от кручения подъемного каната можно пренебречь при любом типе проводников и шаге армировки как для одноканатного, так и многоканатного подъемов, так как колеблется при рабочих скоростях движения сосуда от 1,0005 до 1,038.

Силы вследствие эксцентриситета загрузки подъемных сосудов Рэкс. Эксцентриситет центра масс подъемного сосуда характеризует несимметричность расположения жестких рабочих или предохранительных направляющих относительно центра масс груженого сосуда по вертикали eв и в горизонтальной плоскости ег.

НЕ нашли? Не то? Что вы ищете?

Согласно действующей нормативной методике, при расчете горизонтальных (лобовых и боковых) эксплуатационных нагрузок на армировку учитывается только эксцентриситет ев, возникающий в вертикальной плоскости,

,

где l1 и l2 – расстояния по вертикали от центра масс подъемного сосуда до верхних и нижних направляющих устройств.

Он обусловлен геометрией и конструкцией подъемного сосуда, поэтому для каждой клети или скипа является величиной постоянной.

В то же время эксцентриситет сосуда в горизонтальной плоскости, обусловленный неравномерностью загрузки скипа или клети, действующей методикой не учитывается, хотя вследствие образующегося опрокидывающего момента возникает перекос подъемного сосуда и, как следствие, дополнительная нагрузка на проводники. Величина эксцентриситета в горизонтальной плоскости имеет вероятностный характер, так как зависит от степени несимметричности загрузки, которая, по данным ВНИИОМШСа, достигает для скипов 0,1 ÷ 0,15Qг и для клетей – 0,3 ÷ 0,5 Qг, где Qг – суммарный вес груза. Исходя из этого, найдены максимальные эксцентриситеты загрузки скипов в горизонтальной плоскости по осям x и y, равные

ех = 0,075aс; ey = 0,075bс,

где aс, bс – размеры скипов в плане соответственно вдоль осей х и y.

Проведенные аналитические исследования показывают, что при смещении центра масс сосуда вдоль оси y, соединяющей двусторонние проводники, на них воздействует дополнительная лобовая сила, равная соответственно при равномерном и равноускоренном движении скипа:

,

где h – расстояние между верхними и нижними направляющими устройствами скипа, м; s – колея, м.

При смещении центра масс относительно оси х, будет возникать дополнительная боковая сила, равная, соответственно при равномерном и равноускоренном движении:

,

где k – геометрический коэффициент скипа, .

При смещении центра масс скипа в произвольном направлении на проводники будут действовать и лобовая и боковая дополнительные силы, значения которых определяться из выражений

Силы вследствие отклонения движения скипов от вертикали Роткл. При монтаже армировки неизбежны отклонения ее элементов от проектного положения, допустимые значения которых регламентируются нормативными документами. При эксплуатации армировки возникают еще большие отклонения ее проектных геометрических параметров.

Возникающие при движении по искривленным проводникам дополнительные силы на армировку зависят от угла отклонения от вертикали продольной оси скипа a, который определяется углом наклона проводника b, регламентируемыми зазорами между направляющими устройствами и проводниками, а также величиной допускаемого уширения колеи. Максимально допускаемый угол отклонения оси сосуда от вертикали равен

,

где D1 – максимальный зазор между направляющим устройством и проводником, мм (10 мм – для рельсовых, 15 мм – для коробчатых); D2 – максимально допустимое отклонение ширины колеи от проектного положения (+ 24 мм); D3 – максимально допустимое отклонение проводников на двух смежных ярусах от вертикальной плоскости (при монтаже – 3 мм, в результате искривления проводников при эксплуатации – 10 мм).

Исходя из этого, были рассчитаны максимально допустимые углы отклонения скипов от вертикального положения вследствие неточности монтажа, а также искривления проводников в период эксплуатации для различных типов проводников и шагов армировки (табл. 1).

Таблица 1

Расчетные значения максимально допустимых углов отклонения скипов от вертикали*

Шаг
армировки, м

Max отклонение проводника от вертикали по высоте скипа, мм

Max угол между продольной осью скипа
и вертикалью, при профиле проводника

рельсовом

коробчатом

при высоте скипа по раме**, м

6

8

12

6

8

12

6

8

12

При монтаже армировки

3

6

8

12

–

–

–

0°53’

0°55’

1°00’

3,125

5,8

7,7

11,5

0°39’

0°41’

0°46’

–

–

–

4

4,5

6

9

–

–

–

0°38’

0°40’

0°42’

4,168

4,3

5,8

8,6

0°28’

0°30’

0°32’

–

–

–

6

3

4

6

–

–

–

0°25’

0°25’

0°26’

6,25

2,9

3,8

5,8

0°18’

0°19’

0°20’

–

–

–

При эксплуатации ствола в результате искривления ниток проводников

3

20

26,7

40

–

–

–

1°25’

1°29’

1°36’

3,125

19,2

25,6

38,4

1°10’

1°17’

1°30’

–

–

–

4

15

20

30

–

–

–

0°59’

1°04’

1°22’

4,168

14,4

19,2

28,8

0°48’

0°52’

1°00’

–

–

–

6

10

13,3

20

–

–

–

0°36’

0°37’

0°42’

6,25

9,6

12,8

19,2

0°29’

0°31’

0°35’

–

–

–

Примечания. *Расчет произведен при допущении, что отклонения проводников от вертикальной плоскости на нескольких смежных ярусах возникают в одном направлении.

** Для промежуточных значений высоты скипов величина угла максимального отклонения скипа от вертикали определяется методом линейной интерполяции.

Дополнительные лобовые горизонтальные усилия на проводники вследствие отклонения скипа от вертикали соответственно в нижней и верхней опорах (направляющих устройствах) составляют:

;

.

где H – высота подъемного сосуда, м; μ – коэффициент трения направляющих устройств по проводникам; ; ; .

Кроме горизонтальных сил, на проводники будут действовать дополнительные вертикальные силы, равные соответственно на нижней и верхней опорах

;

.

При соблюдении нормативных требований к монтажу армировки эти силы не превышают:

– для типовых скипов средней грузоподъемности (до 30 т) – 0,14 кН;

– для большегрузных скипов (до 100 т) – 0,50 кН,

что находится в пределах от 3 до 36% от собственного веса проводника.

Величина этой вертикальной нагрузки должна учитываться при расчете собственного веса проводника поправочным коэффициентом , зависящим от шага армировки, типа и типоразмера профиля проводника.

Силы, действующие при движении эксцентрически загруженного скипа по проводникам, имеющим отклонения от вертикали.

Так как дополнительные нагрузки на проводник от эксцентриситета загрузки скипов и и дополнительные нагрузки, возникающие в результате отклонения проводников от вертикали и во многом зависят от одних и тех же факторов (геометрии подъемных сосудов, их массы и др.), были рассчитаны дополнительные суммарные нагрузки от одновременного действия этих двух факторов: лобовая и боковая , при этом рассмотрены все возможные сочетания направлений отклонения проводников с эксцентриситетами загрузки скипов.

Схема наиболее неблагоприятного сочетания с точки зрения формирования дополнительных лобовых нагрузок представлена на рис. 3. Это случай, при котором отклонения проводников и центра масс направлены противоположно, т. е. смещение проводников происходит в вертикальной плоскости Oyz против часовой стрелки, а смещение центра масс (до точки ) происходит в направлении положительной полуоси Oy1 на величину эксцентриситета еy.

В соответствии с расчетной схемой (рис. 3), составим систему уравнений равновесия, решив которую найдем нагрузки на проводники соответственно в опорах А и В:

;

.

где , .

, .

Аналогичный расчет произведем для боковых нагрузок .

Исходя из расчетной схемы, дополнительные боковые силы составят

;

где ; ;

; .

 

Рис. 3. Расчетная схема к определению лобовых нагрузок на армировку при
противоположном направлении лобовых отклонений проводников и центра масс

Как следует из расчетов, эксцентриситет загрузки скипов в боковой плоскости менее опасен, так как вызывает значительно меньшее увеличение нагрузки на проводники, по сравнению с аналогичным эксцентриситетом в лобовой плоскости. Так при максимально допустимых нормами углах наклона проводников к вертикали в боковой плоскости и максимально ожидаемом боковом эксцентриситете загрузки дополнительная боковая нагрузка на проводники не превышает для скипов средней грузоподъемности (до 30 т) – 0,7 кН, для большегрузных скипов (до 100 т) – 2,3 кН. Максимальные же эксцентриситеты загрузки и аналогичные отклонения проводников от вертикали в лобовой плоскости вызывают увеличение лобовой нагрузки соответственно до 9 и 31 кН, что более, чем на порядок выше аналогичных боковых нагрузок.

Таким образом, наиболее неблагоприятным является случай движения скипа на участках с отклонением проводников в лобовой плоскости при наличии лобового эксцентриситета загрузки скипа, направленного противоположно отклонению проводников от вертикали. На такое сочетание нагрузок и должны быть рассчитаны армировки вертикальных стволов.

Для учета сил и при определении эксплуатационных нагрузок на армировку введем коэффициенты и :

;

.

С достаточно высокой точностью (R2 = 0,97 – 0,995) коэффициенты и рассчитываются по формуле

,

где Кэо – коэффициент пропорциональности, зависящий от направления приложения нагрузки, профиля проводника и типа направляющих устройств

При расчете лобовых нагрузок на проводник, дополнительная сила от совместного влияния эксцентриситета загрузки скипов и искривления проводников должна учитываться во всех случаях независимо от типа проводников, направляющих устройств и шага армировки, при этом коэффициент = 1,1 – 2,3;

При расчете боковых нагрузок дополнительными силами от совместного влияния эксцентриситета загрузки скипов и искривления проводников можно пренебречь при любом типе проводников и направляющих устройств для шагов армировки 3(3,125) м и 4(4,168) м, и обязательно учитываться для шагов армировки 6(6,25) м, при этом для V > 8 м/с коэффициент = 1,04 – 1,21.

Для удобства определения поправочных коэффициентов, учитывающих дополнительные нагрузки, были разработаны номограммы, одна из которых приведена на рис. 4.

Рис. 4. Номограмма для
определения коэффициента : V – скорость
подъемного сосуда, м/с;
l – шаг армировки, м.
 

Диссипативные силы. При движении подъемного сосуда возникает контакт направляющих устройств с проводниками, при этом возникают диссипативные силы, действующие в направлении, противоположном направлению движения сосуда. В зависимости от типа направляющих устройств возникающие диссипативные силы делятся на:

– силы трения скольжения Fтр. ск (при использовании башмаков скольжения);

– силы трения качения Fтр. кач (при использовании роликоопор).

Величина этих сил определяется выражениями

, ,

где μск, μкач – соответственно коэффициенты трения скольжения и качения;

;.

Сила трения скольжения (качения) пропорциональна интенсивности подъема, причем между этими величинами имеется корреляционная связь, очень близкая к линейной, т. е. зависимости Fтр. ск = f(Iпод) и Fтр. кач = f(Iпод) определяются уравнением

Fтр. ск (тр. кач) = А Iпод + В,

где А и В – коэффициенты аппроксимации, зависящие от шага армировки и типов проводников (типов направляющих устройств подъемных сосудов).

Использование упругих роликовых направляющих позволяет снизить вертикальную нагрузку на проводники в 15-20 раз (в зависимости от шага армировки, массы и скорости подъемного сосуда) за счет снижения силы трения, поэтому для высокоинтенсивных подъемов при шаге армировки 6 м, и практически для всех подъемов при шагах 3 или 4 м рекомендуется применение упругих роликовых направляющих.

Разработанные алгоритм и блок-схема определения горизонтальных (лобовых и боковых) и вертикальных нагрузок на армировку позволят более точно осуществлять проектирование параметров жесткой армировки вертикальных стволов.

Исследования радиальных отклонений стенок ствола от проектного положения вследствие технологических факторов позволили сделать следующие выводы:

1. Максимальные радиальные отклонения крепи вертикальных стволов DR от проектного положения зависят от глубины и диаметра ствола и с высокой степенью точности и тесноты связи (h = 0,995) описываются уравнением

DR = 38,65H2 – 0,8983D2 + 8,287HD – 52,74H + 11,05D – 4,873,

где H – глубина ствола, км; D – диаметр ствола, м.

2. Нормативные величины заделки расстрелов в лунках бетонированием в глубоких стволах не обеспечиваются вследствие увеличения радиальных отклонений крепи ствола и соответствующего снижении глубины заделки, что приводит к отказам армировки. По этой причине наблюдается более 67% всех нарушений жесткой армировки.

3. Расчет глубины заделки расстрела (консоли) в крепь должен производиться с учетом возможного радиального отклонения крепи ствола от проектного положения, при этом необходимый запас глубины заделки должен выражаться поправочным коэффициентом, находящимся в пределах 1,06-1,56 и зависящим от глубины, диаметра ствола и угла wр между продольной осью расстрельной балки и нормалью к поверхности крепи ствола в месте заделки.

4. Величина регулирования в продольном направлении хордальных расстрелов с углами 30° < wр £ 60° в стволах глубиной свыше 1000 м (при Dсв = 6-7 м) и свыше 800 м (при Dсв = 8 м) должна быть увеличена по сравнению с нормативной в зависимости от глубины на 12-56% в стволах с Dсв = 6-7 м и на 20-74% – в стволах с Dсв = 8 м.

5. Одинарные консоли должны проектироваться с углом wр ≤ 45°, в этом случае предусмотренная нормативами величина регулирования длины консоли отвечает фактическим условиям эксплуатации армировки во всех стволах, за исключением глубоких, для которых предел регулируемости консоли должен быть увеличен на 2-11% при 1100 <Н < 1200 м и на 12-25% при Н ³ 1200 м (в зависимости от диаметра ствола) относительно нормативных значений.

На основании шахтных наблюдений за тепловым режимом стволов и исследований климатических воздействий на жесткую армировку получены следующие основные результаты и выводы:

1. Тепловые параметры вентиляционной струи в воздухоподающих стволах зависят в первую очередь от температуры поступающего в шахту воздуха и его сезонных колебаний. Температура воздуха в воздухоподающих стволах Донбасса при соблюдении требований ПБ к тепловому режиму изменяется в течение года в широких пределах: от 2,5 до 23°С.

2. При возникновении аварий в работе калориферов нарушается тепловой режим, при этом в стволах наблюдаются отрицательные температуры (от -14°С на нулевой раме до 0°С на глубине 350-400 м). В этих случаях зафиксировано обледенение крепи стволов до глубины 200 м (в Российском Донбассе) и до 400 м (в Украинском Донбассе).

3. Амплитуды сезонных колебаний температуры (как средних значений ΔТср, так и экстремальных ΔТэ) резко и нелинейно снижаются на первых 50 м от устья ствола, после чего снижение становится более медленным и линейным. В общем виде зависимости ΔТср = f(H) и ΔТэ = f(H) выражаются в виде сплайн-функций, состоящих из полинома 3-го порядка (на отрезке 0 – 50 м) и линейной функции (в интервале свыше 50 м):

– для амплитуд, рассчитанных по среднемесячным температурам

– для амплитуд, рассчитанных по экстремальным (пиковым) температурам:

4. На жесткую армировку воздухоподающих стволов оказывают влияние сезонные перепады температур, которые вызывают изменение длины расстрелов и проводников. Удлинение (укорочение) расстрелов при экстремальных температурных перепадах может достигать 5,5 мм, а проводников – 7,5 мм и определяться по номограмме в зависимости от глубины ствола и проектной длины расстрела (типа профиля) проводника.

5. Величиной возможного изменения длины элементов армировки определяется необходимый температурный зазор на стыках проводников или дополнительная величина податливости расстрелов.

6. НДС жесткой армировки при температурных нагрузках зависит от схемы и конструкции армировки. Для анализа НДС все конструкции армировки разделены на 3 группы: одинарные (центральные или хордальные) расстрелы, рамные конструкции и консольные или П-образные конструкции.

7. При температурной нагрузке на жесткие одинарные расстрелы в них возникает продольная сила N, прямопропорциональная площади поперечного сечения профиля расстрела F и температурной нагрузке ΔT. Эта сила создает дополнительное нормальное напряжение в балках, перемещения в силу отсутствия податливости такого расстрела будут равны 0.

8. При анкерном креплении всех концов расстрелов температурные нагрузки вносят значительный вклад в формирование суммарного НДС конструкций армировки в период эксплуатации и составляют для различных схем армировки и параметров подъема:

– при ΔТ = 10°С – от 16 до 58% общего эквивалентного напряжения;

– при ΔТ = 20°С – от 28 до 74%;

– при экстремальных температурных нагрузках – до 87%, в том числе с превышением допустимых напряжений в конструкциях армировки.

9. Повысить максимально допустимую температурную нагрузку на армировку можно применением для закрепления расстрелов анкеров большего диаметра или материала заделки с лучшими прочностными характеристиками.

10. Наиболее надежным способом защиты армировки от нарушений в результате температурных воздействий, является включение в конструкцию узлов податливости или использование других (нежестких) способов крепления одного из концов наиболее нагруженного расстрела.

11. Снижение напряжений в расстреле и узлах его крепления, возникающих в результате воздействия температурных нагрузок, достигается применением комбинированного способа крепления расстрела, предусматривающего жесткое крепление одного из концов и податливое – второго.

12. Наиболее благоприятными с точки зрения напряженно-деформиро­ван­ного состояния от температурных нагрузок, являются безрасстрельные (консольные, консольно-распорные, блочные, анкерно-консоль­ные) или комбинированные конструкции армировки.

Для изучения физико-химических воздействий на армировку стволов были проведены шахтные наблюдения и лабораторные исследования методом ускоренных коррозионных испытаний (УКИ) с использованием аэродинамической трубы, в результате которых установлены основные факторы, влияющие на скорость коррозионных процессов в элементах армировки. На основании проведенных исследований получены следующие основные результаты:

1. Условия эксплуатации армировки в большинстве вертикальных шахтных стволов характеризуются наличием агрессивных шахтных вод, способствующих интенсивному процессу коррозии расстрелов и проводников. Для условий шахтных стволов наиболее характерна атмосферная электрохимическая коррозия.

2. Основными факторами, влияющими на скорость коррозии армировки, являются: водородный показатель и минерализация шахтных вод, наличие окалины на элементах армировки, скорость воздушной струи в стволе, наличие агрессивных газов в шахтной атмосфере и др.

3. Максимальная скорость коррозии стальных образцов достигается при минерализации, равной 2,5… 3% в зависимости от скорости движения обдувающей металл воздушной струи.

4. Лабораторными исследованиями методом УКИ, установлено, что скорость коррозии К, г/дм2·мес. зависит от минерализации шахтных вод С,%, и скорости вентиляционной струи V, м/с.

Для множественной корреляции и установления вида зависимости
K = f(C, V) построено поле корреляции в виде поверхности (рис. 5), из которого виден нелинейный вид указанной зависимости.

а)

б)

Рис. 5. Графическая интерпретация результатов эксперимента:

а – в виде поверхности, б – в виде плоской диаграммы

С помощью метода наименьших квадратов (МНК) найдено уравнение регрессии множественной корреляции в виде поверхности общего вида 2-го порядка, т. е.:

K = aC2 + bV2 + cCV + dC + eV + f ,

где a, b, c, d, e, f – неизвестные коэффициенты аппроксимации.

В соответствии с МНК получена система уравнений для определения коэффициентов аппроксимации, которая в матричной форме запишется следующим образом:

,

где Ci, Vi, Ki – соответственно минерализация раствора, %, скорость воздушной струи, м/с и скорость коррозии, г/дм2·мес., в i-м опыте.

Из за большого объема этот материал размещен на нескольких страницах:
1 2 3