Новые решения в проектировании жесткой армировки вертикальных стволов

А.Ю. Прокопов С.Г. Страданченко М.С. Плешко

НОВЫЕ РЕШЕНИЯ В ПРОЕКТИРОВАНИИ ЖЕСТКОЙ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ

Новочеркасск 2005

УДК 622.258.3(06) П 78 Рецензенты: директор НТЦ «Наука и практика» д-р техн. наук, проф. Ф.И. Ягодкин; ген. директор ОАО «Ростовшахтострой» д-р техн. наук, проф. П.С. Сыркин

Авторы: Прокопов А.Ю. (введение, главы 1 – 3, заключение), Страданченко С.Г. (глава 5), Плешко М.С. (глава 4) П78 Новые решения в проектировании жесткой армировки вертикальных стволов/ Под общ. ред. А.Ю. Прокопова. – Ростов н/Д: Издво журн. «Изв. вузов. Сев.-Кавк. регион», 2005. – 201 с.

Произведен анализ существующих схем и конструкций жесткой армировки вертикальных стволов. Сформулированы современные требования к проектированию армировки. Разработан ряд ресурсосберегающих конструкций армировки и технологий армирования вертикальных стволов. Предложены пути улучшения деформационных характеристик элементов армировки. Разработаны конструкции и методика проектирования армировок для стволов, проходимых и эксплуатируемых в сложных горно-геологических условиях. Для инженерно-технических работников горнодобывающей промышленности и студентов горных специальностей вузов.

© Шахтинский институт ЮРГТУ, 2005 © Прокопов А.Ю., Страданченко С.Г., Плешко М.С., 2005

2

ВВЕДЕНИЕ С конца 90-х годов XX века в России наблюдаются положительные тенденции в горнодобывающей отрасли промышленности, связанные со строительством и техническим перевооружением целого ряда угольных шахт, разрезов (в основном, в Кузбассе), подземных рудников, и соответствующим ростом добычи угля, руд черных и цветных металлов, а также кимберлитовых руд. При строительстве шахт нового технического уровня большое распространение получила схема вскрытия шахтных полей наклонными стволами (шахты «Шерловская-Наклонная», «Кадамовская» в Восточном Донбассе, «Котинская», №7 АИК «Соколовская», «Ульяновская», «Беловская» в Кузбассе, «Денисовская» в Южной Якутии и др.). Такое решение позволяет снизить стоимость, до минимума сократить сроки строительства и окупаемости шахты, обеспечить принцип полной конвейеризации доставки угля от очистного забоя до поверхности, реализовать прогрессивные принципы «шахта-лава» или «шахта-пласт» и др. Однако область применения таких схем ограничивается горно-геологическими условиями, к которым следует отнести, прежде всего, углы падения и глубину залегания пластов у верхней технической границы шахтного поля. В настоящее время, на ряде строящихся и реконструируемых угольных шахт, в силу значительной глубины залегания пластов, единственным приемлемым решением остается вскрытие шахтных полей вертикальными стволами (шахта «Обуховская №1» в Российском Донбассе, шахты им. Вахрушева, «Красноармейская-Западная №1», им. А.Ф. Засядько, «Прогресс», «Краснолиманская» в Украинском Донбассе и др.). Аналогичные решения по вскрытию принимают на подземных рудниках, строительство которых ведется или проектируется в настоящее время (рудники «Мир», «Интернациональный», «Айхал», «Удачный» компании по добыче алмазов «Алроса» в Якутии; «Северный», «Северный-Глубокий» и «Центральный» по добыче медно-никелевых руд Кольской ГМК; «Башкирский медно-серный комбинат», шахты «Северно-вентялиционная», «Скиповая», подземный рудник «Майский» в Башкортостане, рудники Дарасунского и Итакинского золоторудных месторождений в Читинской области, Южно-Хинганского марганцево-рудного месторождения на р. Амур и др.). При реконструкции ряда угольных и соляных шахт в настоящее время планируется проходка новых или ремонт крепи и переармирование действующих вертикальных стволов (например, шахты «Садкинская», «Аютинская» в Российском Донбассе, шахта «Грамотеинская» в Кузбассе, шахта «Скиповая» ОАО «Илецк-соль» в Оренбургской области и др.) 3

Не обходится без сооружения вертикальных выработок и при современном освоении подземного пространства (примерами строительства таких выработок в настоящее время могут служить вертикальные стволы, проектируемые на Сахалине для линии железнодорожного перехода через Татарский пролив, вертикальные стволы комплексов гидроэлектростанций (например, Зарамагской ГЭС в Северной Осетии); шахтные вентиляционные и эвакуационные стволы метрополитенов и подземных коллекторов крупных городов, автотранспортных и железнодорожных тоннелей, вертикальные шахты объектов оборонного назначения и др.). Поэтому дальнейшая разработка ресурсосберегающих средств и способов проходки, крепления и армирования вертикальных стволов является актуальной научнотехнической и экономической задачей. Вертикальные стволы относятся к наиболее ответственным подземным сооружениям, срок службы которых соизмерим со сроком службы всего горнодобывающего предприятия или подземного объекта. В настоящее время вертикальные стволы отечественных шахт и рудников сооружаются и эксплуатируются в самых разнообразных горно- и гидрогеологических условиях, усложняющихся с увеличением глубины разработки месторождений полезных ископаемых. На определение диаметра ствола, его стоимости, сроков строительства, а также на производительность, надежность и экономичность работы подъемных установок существенное влияние оказывает армировка. Поэтому одним из направлений снижения затрат при строительстве и реконструкции шахтных стволов и повышения надежности подъемных комплексов может быть оптимизация решений технологий армирования и схем армировки стволов. К настоящему времени выработано множество решений схем, конструкций, отдельных узлов армировки, технологических схем, способов и приемов армирования. Целью данной монографии является обобщение существующего отечественного и зарубежного опыта в области армирования, систематизация решений армировки вертикальных шахтных стволов, основанная на современных требованиях к ее проектированию, разработка новых научно-обоснованных технических и технологических решений по армированию вертикальных стволов и методических основ проектирования предлагаемых конструкций армировки. Надеемся, что настоящая работа будет полезна как инженерно-техническим работникам шахтостроительных организаций и специалистам проектных институтов, так и студентам горных и строительных специальностей вузов.

4

1. ИСТОРИЯ РАЗВИТИЯ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ 1.1. Из истории армирования вертикальных стволов Возникновение армировки вертикальных стволов относятся к концу XVIII – началу XIX вв. Развивалась и совершенствовалась армировка в прямой зависимости от конструкций крепи, вместимости подъемных сосудов, глубины стволов и скорости движения подъемных сосудов по стволу. В начале развития, когда глубина стволов не превышала 50-60 м, а вместимость подъемных сосудов составляла 0,1-0,3 м3 [97], подъем осуществлялся при помощи коловорота, приводимого в движение лошадьми, и практически не требовалось «хитрых» конструкций армировки. В последующем – в середине XIX в., с изобретением парового двигателя, в Европе на шахте «Элизабет» в 1830 г. (Германия) была установлена паровая подъемная машина. В связи с внедрением паровых машин скорости движения подъемных сосудов возросли, и горные ведомства ряда европейских стран стали требовать, чтобы при скорости, превышающей 1,3 м/с, подъемные сосуды двигались по принудительным направляющим вертикального движения. Следует отметить, что, начиная с данного момента, армировка вертикальных стволов официально разделилась на канатную и жесткую. Канаты, висящие в стволе, стали использоваться в качестве направляющих преимущественно в шахтах Великобритании. Жесткая армировка в то время представляла собой отдельные деревянные брусья. Между брусьями заводились болты, которые крепились на подъемном сосуде и выполняли роль направляющих устройств. В России этот период характеризуется освоением Донецкого угольного и Криворожского рудного месторождений с уже сложившимися схемами армировки. Армировка во всем мире в этот период применялась в зависимости от экономических и горнотехнических условий шахты и не имела каких-либо ограничений. С увеличением скорости движения сосудов аварии на подъемных установках (независимо от схем армировки) и случаи обрыва подъемных канатов стали более частыми явлениями на шахтах. В связи с этим потребовалось применение парашютов, что привело к прекращению (как потом оказалось временному) применению канатной армировки из-за невозможности применения парашютов захвата для канатной армировки. Таким образом, первый этап развития армировки, длившийся до 1940 г., характеризовался гегемонией применения жесткой армировки. На 5

шахтах России – это деревянная армировка при деревянной крепи ствола и металлическая или смешанная (деревянные проводники и металлические рельсы) – при бетонной и каменной крепи. С развитием подземных разработок до глубины 600-800 м с целью повышения производительности подземных установок потребовалось увеличение скорости подъема горной массы до 10-12 м/с. Повышение скорости подъема было связано со вторым этапом развития армировки шахтных стволов (до 1970 г.), но этому предшествовала долгая и кропотливая работа исследователей, установивших на опытах, что из-за увеличения скорости подъема на ряде шахт разрушалась крепь и узлы крепления расстрелов. Это происходило из-за передачи жесткими лапами на расстрелы значительной нагрузки, составлявшей до 10-12%, а иногда 16-18% от концевой массы подъемного сосуда [44]. Ряд научных разработок по решению указанных проблем позволил достичь скорости подъема до 12-14 м/с, грузоподъемности сосудов – до 25-50 т с одновременным увеличением при этом глубины разработки до 800-1000 м. Основными направлениями совершенствования армировки в тот период стали: увеличение в 5-10 раз несущей способности и жесткостных параметров ярусов армировки в горизонтальной плоскости благодаря сокращению свободного пролета расстрелов, увеличению размеров профилей и их толщины, использованию в качестве проводников коробчатых профилей, увеличению глубины закрепления расстрелов в бетонной крепи до 0,5 м; усиление узлов крепления расстрелов в бетонной крепи; усиление узлов крепления проводников и узлов расстрелов; использование в качестве направляющих упругих роликов с пружинными амортизаторами; значительное повышение требования к качеству монтажа элементов армировки (т.к. их допустимые отклонение до этого составляли ±10 мм, а в отдельных случаях до ±20 мм). Этот же период времени характеризуется изобретением и успешным применением канатных парашютов трения, что позволило с 1954-55 гг. значительно повысить безопасность подъемов, а самое главное, стало возможным применение канатной армировки. Однако на пути ее широкого внедрения стало другое препятствие – не было конструктивного решения закрепления проводников канатов массой 8-12 т, обладающих большой жесткостью. Этот вопрос был решен Донмпроуглемашем в 1960 г., разработавшим разъемный клиновой коуш. При этом скорость подъема составляла до 12 м/с, грузоподъемность сосудов – до 50 т, в результате доля канатной армировки в этот период увеличилась до 17 % от общего количества заармированных стволов [97]. Третий этап начинается с 70-х гг. XX в., и не завершен до данного момента. В настоящее время ведется разработка на глубинах 800-1200, а иногда – 1600 м, при этом увеличение грузоподъемности сосудов планируется до 50-100 т, при скорости подъема 16-20 м/с и более. В этих условиях 6

особо проявляются недостатки существующих схем армировки, несущая способность которых в основном была повышена за счет увеличения металлоемкости. На армировку ствола глубиной 1000 м затрачивается 12001500 т металлопроката, что связано с высокой трудоемкостью изготовления и монтажа. Поперечное сечение ствола загромождено расстрелами, что затрудняет спуск крупногабаритного оборудования в шахту и требует значительных затрат на проветривание, а в ряде случаев вызывает необходимость строительства новых вентиляционных стволов. Таким образом, при армировании стволов шахт следует увеличить несущую способность и жесткостные параметры в 3-5 раз при одновременном снижении расхода металла на 20-30 %, уменьшить аэродинамическое сопротивление в 2-3 раза, улучшить технологию изготовления и индустриальность в монтаже.

1.2. Анализ развития конструктивных и технологических решений жесткой армировки вертикальных стволов Разработанные в различные годы прошлого столетия проекты жесткой армировки отвечали соответствующему уровню развития горнодобывающих предприятий. Так широко применявшаяся до шестидесятых годов XX в. конструкции и схемы жесткой армировки с расстрелами из проката двутаврового профиля и рельсовых или деревянных проводников вполне удовлетворяли типичным для того времени условиям: в основном неглубоких шахт малой мощности с подъемными установками с полезной грузоподъемностью 8-10 т и скоростью движения подъемных сосудов 5-6 м/с (табл. 1.1, а, б). С ростом глубины разработки полезных ископаемых и строительством крупных по мощности шахт возникла необходимость увеличения производительности подъемных установок. Так уже в конце 60-х гг. грузоподъемность подъемных сосудов возросла до 20-35 т, а скорость подъема увеличилась до 10-12 м/с. Средняя глубина разработки в Донецком бассейне превысила 600 м, а добыча угля свыше этой глубины достигала 50% от общего объема. Проектирование и строительство шахтных стволов глубиной до 1200 м, оборудованных многоканатными подъемными установками большой грузоподъемности, становится обычным техническим решением. Попытка реализации таких высоких скоростей и концевых нагрузок за счет только увеличения металлоемкости конструкций армировки оказалась нереальной. Сохранение старых принципиальных решений в новых условиях привело к несоответствию между армировкой и параметрами подъемных установок, благодаря чему стали наблюдаться сильные поперечные колеба7

ния, выход подъемных сосудов из проводников, разрушение заделки концов расстрелов в крепи и, как следствие, низкая работоспособность армировки и подъема в целом. Работоспособность армировки действующих шахт наиболее полно характеризуется надежностью Р(t), которая является функцией времени эксплуатации и определяется как вероятность безаварийной работы армировки в течение данного периода эксплуатации. Для определения состояния и надежности жесткой армировки в 1963 г. ВНИИОМШС были проведены обследования армировки в 63 стволах действующих шахт. В результате анализа полученных фактических данных были сделаны следующие практические выводы: – средний срок службы элементов армировки То для расстрелов составляет 10 лет, для проводников – 5 лет; – среднее число замен элементов армировки за время эксплуатации t для расстрелов Н(t)=0,1t, для проводников Н(t)=0,2t; – состояние армировки действующих стволов шахт весьма неудовлетворительно в первую очередь в результате малых сроков службы ее отдельных элементов в связи с коррозионным, механическим износом и усталостью металла. Теоретические исследования причин аварийного состояния армировки показали, что динамическая система «подъемный сосуд – армировка» при определенных критических состояниях скоростей подъема может работать в резонансных режимах. Вследствие этого в практике проектирования, строительства и эксплуатации возникли следующие проблемы: – возросла реальная вероятность возникновения аварийных ситуаций с тяжелыми последствиями из-за выхода подъемных сосудов из проводников и зацепления ими за расстрелы и инженерные коммуникации; – сократился срок службы элементов армировки из-за интенсивного истирания проводников, накопления усталостных напряжений и коррозионного износа; – увеличилась стоимость эксплуатации стволов вследствие большой трудоемкости регулярных осмотров и ремонтов узлов крепления армировки, на выполнение которых затрачивалось более 6 ч в сутки; – возросло в два и более раза аэродинамическое сопротивление стволов в связи с загруженностью сечения ствола в свету элементами армировки, их недостаточной обтекаемостью, увеличением глубины стволов и расхода воздуха; – в 1,3-1,5 раза увеличился расход металла и в 1,5-2 раза капитальные затраты на 1 м армировки ствола; – увеличилась трудоемкость работ до 15-20% от общих объемов работ по сооружению ствола с сохранением большого объема ручного труда; – на 25-40% возросла продолжительность армирования стволов в связи с утяжелением и усложнением конструкции армировки, повышением 8

требований к точности ее монтажа, сохранения большого объема ручного труда и увеличения сроков переоснащения ствола от проходки к армированию. Указанные выше недостатки могли быть устранены только в результате принципиально новых конструктивных изменений жесткой армировки. Исходя из этой посылки, была разработана программа совершенствования жесткой армировки, которая включала три основные направления: 1. Создание научно-обоснованных методических основ расчета. 2. Совершенствование и типизация схем и конструктивных узлов. 3. Разработка принципиально новых схем и конструкций. Общим для этих направлений являлось стремление обеспечить безаварийную работу и максимальный срок службы подъемных сосудов, их узлов, подъемных канатов и армировки, минимальное аэродинамическое сопротивление ствола и минимальные эксплуатационные затраты на ремонт и поддержание армировки и ствола в целом. К первому направлению следует отнести работы по исследованию устойчивости движения подъемных сосудов и созданию теоретических основ расчета рациональных параметров системы «сосуд-армировка» по предельным состояниям [3, 39]. Ко второму направлению относятся работы по созданию новых профилей проката для армировки, отличающихся повышенной жесткостью, удобообтекаемыми формами и экономичностью, методов снижения аэродинамического сопротивления расстрелов путем установки на них обтекателей, конструированию работоспособных роликовых направляющих для подъемных сосудов и совершенствованию схем армировки [20]. Практической реализацией первого и второго направлений явилась разработка научно-обоснованной методики расчета жесткой армировки нового типового проекта армировки стволов [39, 91]. Этим проектом для главных элементов армировки в стволах с подъемными установками большой с средней интенсивности были приняты сварные коробчатые профили и малорасстрельные схемы армировки (табл. 1.1, б, в). Внедрение коробчатых профилей и роликовых направляющих, кроме увеличения интенсивности работы подъемных установок, обеспечило плавное движение подъемных сосудов, благодаря чему уменьшились затраты на ремонт армировки, а применение малорасстрельных схем привело к существенному снижению аэродинамического сопротивления стволов. К третьему направлению относится разработка принципиально новых безрасстрельных консольных, консольно-распорных и блочных схем армировки. Впервые консольная схема армировки была успешно применена в клетевом стволе шахты «Южная» ПО «Северокузбасуголь», которая безаварийно эксплуатировалась в течении 30 лет (табл. 1.1, г). 9

Таблица 1.1 Развитие схем жесткой армировки вертикальных стволов № схемы

Схема армировки

Характеристика армировки

а)

Жесткая армировка клетевого ствола. Типовое решение. 1960 г.

б)

Жесткая армировка скипового ствола. Типовое решение. 1960 г.

в)

Консольная схема армировки ствола шахты «Южная» ПО «Северокузбассуголь», 1964 г.

г)

Комбинированная армировка клетевого ствола. Типовые решения «Южгипрошахт»

д)

Комбинированная армировка скипового ствола. Типовые решения «Южгипрошахт»

е)

Консольно-рапорная армировка Северного вентиляционного ствола №2 Запорожского железорудного комбината.

ж)

Блочная армировка клетевого ствола с П-образными расстрелами

з)

Блочная армировка скипового ствола с V-образными расстрелами

10

Примером схемы армировки с комбинацией расстрелов и консолей является типовое решение сечения скипового ствола, разработанное институтом «Южгипрошахт» (табл. 1.1, д, е). Дальнейшим развитием консольной армировки следует рассматривать консольно-распорные схемы, в которых динамические нагрузки от подъемных сосудов передаются не только на консоль, но и на систему горизонтальных распорных балок. Благодаря этому, такая конструкция по сравнению с обычной консольной обладает в горизонтальной плоскости большей жесткостью (табл. 1.1, ж). К основному недостатку консольно-распорной армировки следует отнести низкую несущую способность в вертикальной плоскости, что ограничивает область ее применения. В целях устранения этого недостатка предложена замена плоской конструкции яруса армировки пространственной объемной, в том числе блочной, имеющей высокие прочностные и деформационные параметры (табл. 1.1, з, и). Предполагалось, что кроме высоких прочностных характеристик объемные конструкции позволят производить крупноблочный монтаж армировки и тем самым сократить капитальные и эксплуатационные затраты. Учитывая особенности работы безрасстрельных армировок (консольных, консольно-распорных, блочных) и актуальность их внедрения был выполнен ряд теоретических работ, посвященных созданию научно-методических основ проектирования [99, 35, 64, 82, 50]. Вместе с тем многие задачи, поставленные программой совершенствования жесткой армировки, разработанной еще в 70-е гг. прошлого столетия, остаются полностью или частично нереализованными и не потеряли свою актуальность в настоящее время. К ним следует, прежде всего, отнести: – разработку научно-обоснованной методики проектирования пространственных конструкций армировки и технологию их крупноблочного монтажа; – переход на переменный шаг армировки, который позволил бы нарушить периодичность поперечной жесткости армировки, снизить уровень параметрического возбуждения и тем самым перейти на более высокие скорости подъема и концевые нагрузки; – разработку и внедрение в практику системы проводников с дополнительной ветвью, обеспечивающей постоянную жесткость по глубине ствола. Резюмируя изложенное, следует обратить внимание на логическую последовательность развития конструктивных и технологических решений жесткой армировки вертикальных стволов вследствие роста интенсивности работы шахтных подъемов, накопления опыта и теоретических знаний, от простых стержневых систем из металлических и деревянных элементов к сварным коробчатым профилям, консольным и консольно-распорным плоским и объемным, крупноблочным и пространственным конструкциям.

11

2. АНАЛИЗ СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ И ПЕРСПЕКТИВ РАЗВИТИЯ АРМИРОВКИ

2.1. Современное состояние вопроса армирования вертикальных стволов шахт и рудников Армировка вертикальных стволов предназначена для обеспечения направленного безопасного движения подъемных сосудов при заданных режимах работы подъемных установок. Схема армировки и конструкция ее элементов, а также технология армирования во многом влияет как на надежность эксплуатации всего комплекса подъема, так и на продолжительность, стоимость и трудоемкость сооружения вертикальных стволов (рис. 2.1). Классификация применяемых в современной отечественной и зарубежной практике конструктивных решений и принципиальных схем армировки вертикальных стволов приведена на рис. 2.2. Изучение существующего состояния вопроса армирования вертикальных стволов шахт и рудников, сравнение вышеперечисленных схем армировки и оценка их достоинств и недостатков позволяют констатировать следующее. В отечественной горнодобывающей промышленности наибольшее распространение получила жесткая металлическая армировка с расстрелами балочного типа, ее доля составляет около 75%, а с учетом жесткой смешанной армировки (металлические расстрелы и деревянные проводники) – более 80%. Это связано, прежде всего, с устоявшимся традиционным подходом в проектировании армировок стволов (см. главу 1) и накопленным богатым опытом в строительстве и эксплуатации жестких многорасстрельных армировок, которые по праву считаются наиболее проверенными и надежными. В настоящее время дальнейшее увеличение средней глубины разработок и повышение значимости армировки в общем комплексе ствола, обусловленное возрастанием допустимых скоростей подъема и концевых нагрузок требуют дальнейшего увеличения средней жесткости системы и по возможности исключения ее периодического изменения по глубине ствола. Эти рекомендации определяют современные тенденции в конструировании жесткой армировки.

12

13 Трудоемкость

Продолжительность

Стоимость

Трудоемкость

Клетевые стволы

Продолжительность

Стоимость

Трудоемкость

Воздухоподающий стволы

Рис. 2.1. Продолжительность, трудоемкость и стоимость сооружения вертикальных стволов: 1 – оснащение; 2 – проходка ствола; 3 – сопряжение и камеры; 4 – армирование; 5 – переоснащение; 6 – простои; 7 – спецспособ

Продолжи- Стоительность мость

Скиповые стволы

Рис. 2.2. Классификация современных конструкций армировки

Использование традиционного метода в конструировании, т.е. увеличение жесткости применяемых профилей для проводников и расстрелов при сохранении конструкций ярусов, является малоэффективным, так как в современных условиях недостатки, присущие жестким расстрельным армировкам, будут проявляться еще более существенно. Главным из недостатков реализации этого направления является дальнейшее повышение металлоемкости конструкции, а, следовательно, увеличение затрат, что в современных условиях, при необходимости жесткой экономии средств и рационального использования ресурсов нецелесообразно.

2.2. Сравнительный анализ и перспективы применения многорасстрельных, безрасстрельных и канатных армировок Как видно из классификации армировок, приведенной на рис. 2.2, в настоящее время применяются два принципиально различных по конструкции и применяемым материалам типа армировки: – жесткая, состоящая из длинных металлических балок (расстрелов), заделываемых двумя концами в крепь – многорасстрельная, или из коротких отрезков металлического профиля (консолей) – безрасстрельная, к которым крепятся рельсовые или коробчатые проводники; – гибкая, состоящая из канатов, которые навешиваются в стволе и закрепляются в двух точках – на копре и в зумпфе. 14

Произведем сравнительный анализ указанных типов армировки. Традиционные жесткие многорасстрельные армировки обладают целым рядом существенных недостатков, к которым можно отнести следующие: – значительная, иногда неоправданно завышенная металлоемкость конструкции, приводящая к общему удорожанию строительно-монтажных работ; – поперечное сечение стволов загромождено расстрелами, часто располагающимися в центральной части, что затрудняет спуск длинномерных материалов и крупногабаритного оборудования в шахту и вызывает дополнительные затраты на проветривание из-за высокого аэродинамического сопротивления армировки; – высокая трудоемкость монтажа и изготовления элементов армировки, в связи с чем средние темпы работ по возведению армировки стволов на протяжении ряда лет практически не увеличиваются (и составляют 150-200 м/мес.), зачастую не достигая нормативных (300 м/мес.). Это приводит к тому, что при трудоемкости армирования, в 6-10 раз меньшей, чем остальное сооружение ствола, затраты времени на армирование занимают иногда до 20% от продолжительности строительства. Исследования показывают, что причинами такого положения является: применение схем армировки, не обеспечивающих индустриальных методов ведения монтажных работ, значительные затраты ручного труда при разделке лунок и установке элементов армировки, несовершенная система геометрического контроля положения ее элементов, а также применение технологии, при которой монтаж элементов армировки, трубопроводов выполняется последовательно со значительными переходными перерывами на переоборудование ствола. Расстрелы армировки вертикальных стволов, как правило, закрепляют в лунках бетонной крепи, разделываемых вручную. Устройство лунок является одним из наиболее длительных и трудоемких процессов при возведении армировки, на который приходится до 40% всех трудовых затрат на армирование ствола. Тем не менее жесткая армировка имеет и существенные достоинства: – при одинаковой грузоподъемности подъемных сосудов стволы с такой армировкой имеют меньший диаметр по сравнению со стволами с гибкими проводниками; – упрощается работа с нескольких горизонтов при максимально возможной скорости движения подъемных сосудов по стволу, при этом движение осуществляется с небольшими искривлениями; – возможен частичный ремонт проводников и расстрелов при обнаружении их местного повреждения. Учитывая опыт эксплуатации стволов с жесткой армировкой, оборудованных клетевыми подъемами, и их надежность, можно утверждать, что и в будущем они будут иметь широкое применение в горнодобывающей промышленности страны. Поэтому работы по созданию и внедрению но15

вых схем и прогрессивных конструкций жесткой армировки, а также разработка эффективных технологических схем ее возведения должны быть направлены на устранение перечисленных ранее недостатков. Другим направлением в проектировании армировок вертикальных стволов, развивавшимся одновременно с совершенствованием жестких многорасстрельных армировок, является гибкая (канатная) армировка, которая по ряду показателей значительно эффективнее жесткой. Так, расход металла за весь период эксплуатации ствола при канатной армировке сокращается в 3-4 раза, скорости армирования увеличиваются в 3,5-6 раз, аэродинамическое сопротивление стволов в 4-5 раз меньше, чем при жесткой армировке. В отдельных случаях канатная армировка является не только предпочтительным, но и единственно приемлемым решением, например: – при проходке стволов в сильно обводненных, неустойчивых породах, когда недопустимо нарушение сплошности бетонной крепи для установки расстрелов; – при активном горном давлении на крепь ствола, вызывающем деформацию элементов жесткой армировки; – при необходимости значительного снижения аэродинамического сопротивления ствола; – при применении облегченных крепей (набрызгбетон, армонабрызгбетон), осложняющих закрепление расстрелов жесткой армировки и др. Существенные преимущества канатной по сравнению с жесткой многорасстрельной, а также создание и применение многоканатных подъемных установок, обеспечивающих повышенную стабильность движения сосудов в канатных проводниках, способствовали значительному расширению использования канатных проводников. Так, в период с 1968 по 1988 гг. лет их количество возросло с 1 до 17% от общего количества эксплуатируемых стволов и превысило 120 единиц [106]. Эксплуатируется ряд стволов с крупными подъемными установками: с глубиной подъема до 1300 м, массой груженных сосудов 50-100 т и скоростью подъема до 12 м/с. В 80-х гг. XX в. в отечественной практике строительства и реконструкции шахт доля канатной армировки составляла 50-60% [97]. Аналогичное положение наблюдается во всех странах Европы с развитой горнодобывающей промышленностью: Германии, Польше, Франции, Швеции. Однако наряду с указанными преимуществами канатная армировка обладает некоторыми существенными недостатками, главным из которых является необходимость увеличения поперечного сечения ствола по сравнению с жесткой армировкой, а, следовательно, и значительного возрастания первоначальных капитальных затрат на строительство. Кроме того канатные проводники значительно быстрее, чем жесткие, изнашиваются от интенсивной истирания и коррозии. Несмотря на то, что 16

при проектировании канатной армировки срок службы проводников принимается 6-8 лет, фактически они служат 2-3 года, а в условиях г. Норильска срок службы канатных проводников не превышает 1,5 года. К серьезным недостаткам и нерешенным проблемам в применении канатных армировок можно отнести также: – все еще высокую аварийность направляющих канатов вследствие поломок внешних проволок и выхода их за контур каната; – нестабильность движения подъемных сосудов в канатных проводниках под воздействием аэродинамических факторов и сил, возникающих в головных канатах от растягивающей нагрузки; – несовершенство конструкций фиксирующих устройств для подъемных сосудов на промежуточных горизонтах; – отсутствие надежных научно-обоснованных нормативных материалов для проектирования и технико-экономической оценки подъемных установок с канатными проводниками. В любом случае выбор между канатной и жесткой армировками не является однозначным и требует тщательного технико-экономического анализа, учитывающего конкретные горно-геологические, горнотехнические и климатические условия эксплуатации. Технико-экономические показатели и эксплуатационные характеристики схем с жесткой и канатной армировками во многом отличаются друг от друга, и, тем не менее, до настоящего времени не установлены рациональные области их применения, что в значительной мере обусловлено недостаточной их изученностью и отсутствием научно обоснованных рекомендаций. Этим следует объяснить и то, что в различных странах с развитой горнодобывающей промышленностью соотношение схем армировки различно. Так, например: в горнорудной промышленности Германии, Франции и Швеции, на шахтах Польши, США применяется главным образом канатная армировка. На угольных шахтах Великобритании ее доля составляет 50%. В отечественной горнодобывающей промышленности из 100% действующих стволов 75% имеют жесткую армировку, 17% канатную, 8% – смешанную армировки. Как видно из приведенного анализа и жесткие многорасстрельные, и канатные армировки обладают некоторыми характерными, трудноустранимыми недостатками. Промежуточным решением, объединяющим преимущества жестких (высокая прочность, устойчивость, жесткость конструкции) и канатных армировок (низкая металлоемкость и трудоемкость возведения, уменьшение аэродинамического сопротивления ствола, освобождение большей части полезной площади поперечного сечения ствола и т.д.) является безрасстрельная армировка, при которой проводники крепятся к консольным балкам небольшой длины или к блокам. Кроме того при применении безрасстрельной армировки создаются благоприятные предпосылки для более прогрессивной технологической 17

схемы армирования с одновременной проходкой ствола, которая при канатной армировке невозможна, а при многорасстрельной – весьма затруднена. В направлении создания безрасстрельных схем и конструкций уже выполнен ряд научно-исследовательских работ. В настоящее время разработаны и внедрены различные схемы безрасстрельных (малорасстрельных) армировок клетевых и скиповых стволов угольных шахт. Применение таких схем и конструкций армировки, на наш взгляд, наиболее перспективно. Для расширения области применения безрасстрельных армировок, возможности их использования в сложных горно-геологических условиях, повышения точности монтажа и ремонтопригодности, авторами ведется разработка новых конструкций и узлов безрасстрельных армировок (см. главы 3 и 4).

2.3. Система современных требований и решений жесткой армировки При проектировании рациональных параметров схем и конструкций армировки, а также технологии армирования для конкретных горно-геологических и экономических условий очень важно учесть целый комплекс требований, которые по своей сути делятся на 3 большие группы: – функциональные, выполнение которых призвано обеспечить безаварийную работу подъема при заданной скорости и концевой нагрузке в течение заданного срока службы ствола в конкретных горно-геологических условиях; – технические, включающие правильное научно обоснованное проектирование (конструирование и расчет) армировки, что обеспечит ее высокие эксплуатационные характеристики; – экономические, обуславливающие необходимость максимального сбережения материальных и трудовых ресурсов, как при армировании ствола, так и при эксплуатации армировки. Каждое из требований предполагает принятие в проектах определенных технических и технологических решений, которые могут, как сочетаться, так и исключать друг друга. К настоящему времени выработано множество решений схем, конструкций, отдельных узлов армировки, технологических схем, способов и приемов армирования. Авторами сделана попытка систематизации решений армировки вертикальных стволов, основанной на современных требованиях к проектированию. Указанная система включает как традиционные классические решения, так и новые разработки, предложенные авторами. Дадим дополнительные пояснения к некоторым «блокам» представленной системы требований и решений армировки (рис. 2.3).

18

Снижение многодетальности

19

Увеличение шага армировки

Снижение трудоемкости армирования

Крепление проводников к крепи посредством кронштейнов

Повышение жесткости

Использование консольнораспорных армировок

Долговечность

Использование консольных армировок

Повышение технологичности Использование блочных конструкций, монтируемых на поверхности Использование временной крепи из ж.-б. анкеров для навески кронштейнов, труб, кабелей, лестничных отделений

Повышение темпов армирования

Исключение длинных центрального и хордальных расстрелов

Крепление расстрелов анкерами

Использование «поточной» технологии армирования Использование временной анкерной крепи для навески элементов армировки Использование цельно-сварных секций лестничного отделения, закрепляемых анкерами Предварительная навеска опорных кронштейнов для проводников в период проходки ствола Прочность Устойчивость в любых горно-геологических условиях Снижение аэродинамического сопротивления

Технические

ТРЕБОВАНИЯ К ПРОЕКТИРОВАНИЮ ЖЕСТКОЙ АРМИРОВКИ Экономические

Снижение металлоемкости

Использование унифицирован- Использование регулируемых ного ряда монтажных шаблонов узлов крепления

Рис. 2.3. Система требований и решений жесткой армировки вертикальных стволов Высвобождение центральной части сечения ствола от расстрелов Использование переменного шага армировки

Крепление проводников к крепи одиночными анкерами с уменьшенным шагом

Использование демпферного проводника

Применение консольнораспорной армировки

Футеровка проводников

Антикоррозийные покрытия

Ремонтопригодные конструкции

Переход на другие схемы армировки на сложных участках

Выбор рациональной схемы армировки

Выбор рациональных профилей

Надежность узлов соединения

Использование специальных профилей расстрелов (гексагонального, эллиптического обтекаемого) Установка обтекателей на расстрелы

Шахматный порядок установки консолей, удерживающих проводники одного подъемного сосуда Применение высокопрочных материалов и профилей повышенной жесткости

Использование полиуретановых шин и гидравлических амортизаторов роликовых направляющих

Повышение точности монтажа расстрелов и проводников

Качественная заделка нарушенной крепи в местах заделки расстрелов

Использование различных материалов в узлах крепления

Использование конструкций с регулируемым положением Использование пространственных конструкций с опиранием вне зоны деформаций крепи

Включение в конструкции армировки узлов осевой и радиальной податливости

Учет функциональных требований должен обеспечить прочность конструкции, ее устойчивость и работоспособность в соответствующих горногеологических условиях, а также максимально возможную долговечность армировки. Прочность конструкции (требуемая жесткость, отсутствие сверхдопустимых напряжений и деформаций) обеспечивается корректным проектированием профилей армировки, узлов соединения ее элементов и узлов крепления к стенкам ствола в соответствии с расчетными нагрузками от движущихся подъемных сосудов, определяемыми по [39]. Для обеспечения устойчивости армировки в сложных горно-геологических условиях требуется применение ряда дополнительных мер, к которым можно отнести включение в конструкции проводников и расстрелов узлов осевой и радиальной податливости [98, 109], использование податливых гидравлических расстрелов [53] или податливых анкеров для крепления элементов армировки [52]. Помимо указанных решений податливых конструкций, «срабатывание» которых зависит только от внешних нагрузок и может произойти неожиданно, возможно использование регулируемых конструкций, позволяющих вручную изменять положение отдельных элементов армировки в случае их заметного искривления или смещения, вызванного отклонениями стенок ствола [67, 63]. Немаловажное значение в обеспечении длительной функциональной устойчивости армировки имеет выбор ее рациональной схемы. В качестве одного из направлений защиты армировки вертикальных стволов предлагается применение малорасстрельных и безрасстрельных конструкций с регулируемым положением элементов. Так, например, в стволах, подверженных влиянию горного давления, наиболее предпочтительной будет консольная армировка с боковым расположением проводников относительно подъемных сосудов. При этом продольные оси консолей должны проектироваться по возможности в направлении ожидаемых сдвижений поперечного сечения ствола. Консольная схема с лобовым двухсторонним расположением проводников благоприятна в стволах, где преобладают деформации контура в горизонтальном направлении, перпендикулярном проектному положению продольных осей консолей и подъемного сосуда [109]. Максимально учесть свойства вмещающего породного массива, которые могут резко отличаться друг от друга на различных по глубине участках ствола, позволяет дифференцированный подход к проектированию армировки, предусматривающий возможность применения различных схем и конструкций армировки на разных участках [57]. Для особо неустойчивых участков стволов, находящихся в условиях сильно деформирующегося породного массива, когда невозможно обеспечить требуемую величину податливости или регулирования элементов армировки, целесообразно использовать пространственные конструкции, которые опираются на крепь ствола выше и ниже нарушенного участка [84, 42]. Сложные, с точки зрения поддержания, участки ствола с целью повышения надежности закреп20

ления армировки, могут упрочняться с помощью различных типов анкерных крепей, что, в конечном счете, скажется как на улучшении состояния стенок ствола, так и на повышении безопасности эксплуатации армировки. Другим важным функциональным требованием к армировке ствола является повышение ее долговечности, которое может быть направлено на снижение коррозии металла (использование антикоррозийных покрытий, неодинаковых материалов в соединениях), уменьшение износа (использование футеровки проводников [25], специальных материалов и конструкций роликовых направляющих [4]), улучшение технологии работ (качественная заделка нарушенной крепи, повышение точности монтажа и др.). Одним из важнейших технических требований является повышение жесткости армировки и соответственное снижение амплитуды колебаний подъемного сосуда при движении. Данная задача традиционно решалась применением высокопрочных материалов и профилей повышенной жесткости, что сопряжено с дополнительными затратами. Значительно повысить жесткость армировки, исключить ее переменную податливость по глубине и использовать даже в стволах с высокой интенсивностью подъема, позволяет применение консольно-распорных конструкций [72]. Интересным направлением повышения жесткости армировки является использование проводников с дополнительной вертикальной демпфирующей ветвью, опирающейся на расстрелы и соединенной с проводником в середине между ярусами [56], а также применение в качестве расстрелов облегченных несущих конструкций с уменьшенным шагом установки. К таким конструкциям можно отнести армировку, предусматривающую крепление проводников к стенкам одиночными или спаренными анкерами, установленными с малым шагом (0,5-1 м). Как показывает компьютерное моделирование, такое решение позволяет значительно увеличить жесткость конструкции, а значит снизить величину прогиба проводника и улучшить характеристики подъема. Снизить прогибы проводников можно также при стандартном шаге консольной армировки, устанавливая по две консоли (для одного подъемного сосуда) не на одном ярусе, а с разнесением по высоте на величину, равную половине шага армировки (т.е. в шахматном порядке). В этом случае максимальный прогиб одной консоли будет совпадать с нулевым прогибом другой, и наоборот, что в целом положительно скажется на общей жесткости системы. Другим важным техническим требованием к армировке является снижение аэродинамического сопротивления, которое может быть достигнуто высвобождением центральной части стволов от расстрелов [18] (применением безрасстрельных армировок, креплением проводников непосредственно к крепи), использованием специальных обтекаемых (эллиптического, гнутого гексагонального, каплевидного) профилей расстрелов [4], установкой обтекателей на расстрелы и консоли [4, 32], использованием переменного шага армировки [19]. 21

В современных условиях максимального ресурсосбережения все большее значение приобретают экономические требования к проектированию армировки, которые охватывают 3 основных резерва экономии: снижение металлоемкости конструкций, трудоемкости строительно-монтажных работ и повышение темпов армирования. Направления совершенствования армировки с целью снижения металлоемкости включают внедрение безрасстрельных (консольных, консольно-распорных, блочных) армировок [64], увеличение шага армировки до 6 м для рельсовых и до 6,252 м для коробчатых проводников [87], использование анкерно-консольной армировки [69, 71], предусматривающей крепление проводников к стенкам ствола на 4 анкерах посредством несложных опорных плит-кронштейнов, и других облегченных конструкций и узлов. Снижение трудоемкости армирования и эксплуатации стволов может обеспечиваться следующими решениями: исключением центральных и длинных хордальных расстрелов, обладающих большой длиной, массой, загромождающих сечение и создающих дополнительные сложности при их установке в стволе; креплением расстрелов или консолей анкерами [35]; использованием блочных конструкций, монтируемых на поверхности [36]; повышением технологичности (снижение многодетальности, использование конструкций, предусматривающих возможность регулирования при монтаже, использование унифицированного ряда монтажных шаблонов [105, 59]); использованием ремонтопригодных конструкций [100]. Повышение темпов армирования, и соответствующая экономия средств за счет досрочного ввода ствола в эксплуатацию, может быть достигнута применением «поточной» технологии с применением безрасстрельной армировки [75], использованием цельносварных секций лестничного отделения, закрепляемых анкерами [103], применением технологической схемы, предусматривающей установку опорных кронштейнов вместе с креплением ствола, а навеску проводников – после окончания проходки и переоборудования ствола. Представляется интересной идея о возможности использования временной анкерной крепи для последующей навески опорных кронштейнов, консолей или расстрелов. Учет всех перечисленных требований и возможных направлений их удовлетворения позволит обеспечить максимально эффективное, экономически, технически и технологически целесообразное и обоснованное проектирование жесткой армировки стволов.

22

2.4. Основные принципы проектирования армировки Исходя из рассмотренных требований (см. п. 2.3), можно сформулировать следующие принципы проектирования жесткой армировки вертикальных стволов в современных условиях строительства и эксплуатации стволов: – принцип максимального ресурсосбережения, заключающийся в максимально возможном использовании конструкций малой металлоемкости (консольных, консольно-распорных, анкерно-консольных), увеличении шага армировки, повышении технологичности конструкций (снижении многодетальности, использовании унифицированного ряда монтажных шаблонов, применении регулируемых узлов крепления) и др.; – принцип поточности, предусматривающий максимальное совмещение работ по армированию ствола с его проходкой и креплением, а также использование средств временного крепления ствола для последующей навески элементов армировки; – дифференцированный подход, предусматривающий использование в одном стволе различных схем и конструкций в зависимости от горно- и гидрогеологических условий; – принцип учета геомеханических свойств вмещающего породного массива, позволяющий отказаться от традиционных ярусов армировки на наиболее опасных участках ствола и не устанавливать на данных участках никаких опорных конструкций и анкеров. Взаимосвязь требований и принципов проектированию жесткой армировки схематично показана на рис. 2.4.

Принцип поточности Экономические требования

Принцип максимального ресурсосбережения

ПРИНЦИПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ

Дифференцированный подход

Принцип учета геомеханических свойств вмещающих пород Функциональные требования

Рис. 2.4. Взаимосвязь требований и принципов проектирования армировки

23

С одной стороны, функциональные требования определяют необходимость наиболее полного учета условий эксплуатации армировки и применения различных на отдельных глубинах схем и конструкций, а также использования всевозможных способов защиты армировки; с другой стороны экономические требования ограничивают проектировщика необходимостью максимального ресурсосбережения и обеспечения высоких темпов армирования. Для устранения указанного противоречия авторами ведется разработка новых конструкций армировки и технологических схем армирования, позволяющих успешно удовлетворять как функциональные, так и экономические требования. Подробно эти решения приведены в главах 3 – 5.

24

3. БЕЗРАССТРЕЛЬНЫЕ СХЕМЫ И КОНСТРУКЦИИ АРМИРОВКИ 3.1. Опыт применение безрасстрельной армировки в отечественной и зарубежной практике Наиболее перспективным проектным решением по совершенствованию жесткой армировки считается переход к безрасстрельной армировке, главным отличием которой является использование в качестве основных несущих элементов одинарных консольных металлических балок, консолей с распорами в горизонтальной плоскости или блочных пространственных конструкций. По этому признаку все безрасстрельные армировки можно разделить на консольные, консольно-распорные и блочные (см. рис. 2.2). Рассмотрим опыт применения каждой из них. 3.1.1. Консольные армировки Консольная армировка впервые нашла применение в зарубежной практике шахтостроения. Так в ФРГ безрасстрельная армировка используется еще с середины 50-х гг. XX в. [13]. На шахте «Wihelmine Victoria» для улучшения условий вентиляции в стволе диаметром 4,15 м балочные расстрелы хордального расположения были заменены консолями. В результате аэродинамическое сопротивление ствола уменьшилось почти на 75%. В это же время был осуществлен проект закрепления проводников на консолях в вентиляционном стволе №3 на шахте «Waltrop» (ФРГ) диаметром 6,5 м, шаг установки консолей – 2 м. После этого успешного опыта консольная армировка стала применяться как при реконструкции старых, так и при строительстве новых вертикальных стволов. В ЮАР широко применяются смешанные схемы армировки, сочетающие в себе хордальные расстрелы и консоли. Такое техническое решение позволяет снизить металлоемкость армировки и аэродинамическое сопротивление ствола в сравнении с обычной многорасстрельной армировкой. В качестве примера смешанной армировки можно рассмотреть сечение ствола №1 рудника «Хартебнисфонтейн» (рис. 3.1). Ярус армировки состоит из двух хордальных расстрелов коробчатого профиля соединенных вдоль центральной оси распорной балкой и двух консолей. Последние представляют собой металлические сварные кронштейны, закрепленные к стенкам ствола четырьмя анкерами. Расстрелы также установлены на кронштейнах аналогичной конструкции. 25

Рис. 3.1. Проектное сечение ствола №1 рудника «Хартебнисфонтейн»

Интересным является также то, что монтаж армировки стволов рудника «Хартебнисфонтейн» осуществлялся одновременно с проходкой с помощью специального полка. Полок располагался на высоте 60 м от забоя и подвешивался к ранее установленным расстрелам на шести канатах лебедок. Установка расстрелов и навеска проводников в зависимости от их расположения производилась во время уборки породы и бурения шпуров. На монтаж комплекта яруса расстрелов и кронштейнов и навеску проводников длиной 9,15 м в среднем затрачивалось 3 – 3,5 ч. Рекордные скорости строительства по описанной технологии были достигнуты при сооружении ствола №2 рудника «Хармони» глубиной 1688 м. В течение восьми месяцев проходка и одновременное армирование ствола осуществлялись со скоростями 102,2 – 171,7 м/мес [78]. Фирмами Германии, осуществляющими проходку и армирование, довольно широко используется способ установки проводников непосредственно на кронштейнах, имеющих различное конструктивное исполнение. Крепление элементов армировки осуществляется с помощью эмалевых труб (рис. 3.2) или анкеров (рис. 3.3). Применение эмалевых труб обеспечивает повышенную надежность всей конструкции армировки в сборе. В тоже время технология установки кронштейнов на анкерах является менее трудоемкой.

26

Рис. 3.2. Узел крепления проводников на эмалевых трубах

Рис. 3.3. Консольная армировка с креплением кронштейнов на анкерах 27

Применение безрасстрельной армировки с креплением проводников на кронштейнах в стволах «Вестерхольт 1», «Вульфен 1», «Рейнберг» и др. позволило существенно снизить металлоемкость армировки, аэродинамическое сопротивление ствола, трудоемкость работ, а также использовать подъемные сосуды большого объема [34, 87]. В отечественной угольной промышленности консольная армировка впервые была применена на новом клетевом стволе шахты «Южная» п/о «Северокузбассуголь» (рис. 3.4) в 1967 г. [36, 97]. Клетевой ствол диаметром 5 м пройден на глубину 300 м и закреплен монолитной бетонной крепью толщиной 450 мм. Ствол оборудован работающей с двух горизонтов одноклетевой подъемной установкой с противовесом и одноэтажной клетью на одну трехтонную вагонетку. Рельсовые лобовые проводники с помощью зажимных скоб закреплены к консолям, замоноличенным в бетонной крепи ствола. Шаг армировки 4168 мм. Консоли для крепления проводников крепи изготовлены из двух отрезков угловой стали, скрепленных между собой накладками. Масса консоли 50,2 кг/м, глубина заделки в бетон 350 мм. Консоли для крепления проводников противовеса изготовлены из отрезков двутавровых балок, стенки которых усилены накладками из листовой стали. Масса консоли 45 кг/м, глубина заделки – 450 мм. На концах всех консолей, выступающих в ствол, закреплены планки с лежками, а на противоположных концах приварены стержни из арматурной стали.

Рис. 3.4. Консольная армировка клетевого ствола ш. «Южная» в Кузбассе

28

Общая экономия металлопроката по сравнению с моногорасстрельной схемой армировки составила 23 %. В течение более 20 лет эксплуатации клетевого ствола шахты «Южная» аварий связанных с конструкцией армировки не наблюдалась [5, 6]. Эффективность применения и работоспособность одинарных консолей как элементов армировки была подтверждена многолетним положительным опытом эксплуатации армировок скипового ствола №2-бис шахты «Центральная» ПО «Красноармейскуголь» и клетевого ствола шахты им. газеты «Социалистический Донбасс» ПО «Донецкуголь», интенсивность подъемных установок которых соответственно равны 3,23⋅108 и 2,07⋅108 Дж [13]. Спаренные (П-образные) консольные расстрелы успешно эксплуатировались в скиповом стволе №1 шахты «Голубовская» ПО «Стахановуголь» (интенсивность подъема 1,25⋅108 Дж) [13]. Консольные расстрелы были установлены также во вспомогательном стволе шахты «Славяносербская» ПО «Ворошиловградугогль», где подъемная установка имеет интенсивность 5,5⋅107 Дж [13]. Наиболее высокая интенсивность подъема для конструкций жестких армировок с консольными расстрелами была достигнута на калийном руднике «Wintershall» в стволе «Grimberg» (ФРГ), где успешно эксплуатируется скиповой подъем интенсивностью 1⋅109 Дж. Во всех вышеописанных случаях закрепление консолей в бетонной крепи ствола производилось путем заделки их концов в лунки бетонированием. Этот способ закрепления элементов армировки долгое время оставался преобладающим при монтаже как расстрельной, так и консольной армировок.

3.1.2. Консольно-распорные армировки Одним из направлений развития консольной армировки является консольно-распорная схема армировки, в которой динамические нагрузки передаются не только на консоль, но и на жестко прикрепленную к ней балку. Такая конструкция расстрела работает преимущественно на растяжение-сжатие, что обеспечивает высокие жесткости при минимальной металлоемкости. Такой расстрел имеет в горизонтальной плоскости в 5-10 раз большую жесткость по сравнению с консольным. Впервые в отечественной практике консольно-распорная армировка была запроектирована и сооружена в 1976 г. в стволе шахты «Слепая №8» РУ им. Кирова ПО «Кривбассруда» [8, 20]. Ствол диаметром 4 м оборудован клетью размерами в плане 3100×1370 мм и противовесом 800×400 мм. Консольные расстрелы выполнены из двутаврового профиля №26в. Про29

водники – коробчатые 160×160×12 мм. Для противовеса использованы направляющие канаты диаметром 38 мм. Шаг армировки – 4м. Лестничное отделение изготовлено из сборных металлоконструкций, позволяющих монтировать его секциями. Сечение ствола позволяет пропускать при скорости 8 м/с максимальное количество воздуха – 82 м3/с. В связи с тем, что ствол с такой конструкцией армировки сооружался впервые, были проведены статические и динамические испытания, в результате которых получены следующие выводы: одностороннее расположение роликовых направляющих не оказывает существенного влияния на систему «проводники-расстрелы»; зарегистрированные нагрузки на армировку меньше допустимых расчетных в 4-5 раз, что свидетельствует о достаточно высокой работоспособности консольно-распорной армировки [21]. На базе этих данных институтом Кривбасспроект совместно с КГРИ была разработана консольно-распорная армировка ствола «Вентиляционный №3» (рис. 3.5) рудника «Яковлевского» объединения КМАруда [8, 44].

Рис. 3.5. Консольно-распорная армировка ствола «Вентиляционный» №3 Яковлевского рудника

Ствол оборудован клетью размерами в плане 4500×1500 мм с противовесом и подъемом для спуска крупногабаритного оборудования. Расстрелы коробчатого профиля, изготовленные путем сварки из уголков 200×125×12 мм располагаются попарно в стволе с шагом армировки 4 м. К стенке ствола консольно-распорные расстрелы крепились на штангах с помощью специально приваренных опорных кронштейнов. Клеть обору30

дована упругими роликовыми направляющими, которые движутся по коробчатым металлическим проводникам. Расположение проводников относительно клети – одностороннее. Консольно-распорная армировка ствола №3, обладающая достаточной несущей способностью и жесткостными параметрами в горизонтальной и вертикальной плоскостях, обеспечила надежную работу подъема на проектных параметрах. Технико-экономический анализ целесообразности применения консольно-распорных схем армировки применительно к стволу шахты «Слепая №8» и к стволу «Вентиляционный №3» Яковлевского рудника показан в табл. 3.1. Таблица 3.1

Площадь для вентиляции,м2

Расход металла, т

Затраты эл.-энергии, млн .кВтч/год

годовая общая

за досрочный ввод

Схемы армировки

Экономическая эффективность, тыс. у.е.

Глубина ствола, м

Шахта, ствол

Предельное кол- во воздуха,м3 Коэффициент аэродинамического сопротивления α⋅103, Н⋅с2⋅⋅м-4

Сравнительный анализ схем армировки применительно к стволу шахты «Слепая» и «Вентиляционный №3»

330

10

80

42,9

146,5

1,73

-

-

330

10,25

82

12,2

108,2

0,49

30,9

1,85

740

41,59 384

23,2

764,4

3,86

-

-

740

41,59 384

6,2

270,2

1,03

549,3

215,5

«Слепая №8»

Вент. ствол №3 Яковлевского рудника

31

Как показывают результаты, приведенные в табл. 3.1, применение консольно-распорной армировки в сочетании с канатной вместо традиционной расстрельной позволяет снизить аэродинамическое сопротивление в 3,5-4 раза, сократить расход металла в 1,5-2 раза, сократить трудозатраты в 2 раза и увеличить темпы армирования до 500-600 м/мес. Наряду с достоинствами консольно-распорной армировки была установлена низкая несущая способность предложенных конструкций консолей в вертикальной плоскости, а также повышенная трудоемкость их изготовления. С учетом полученного опыта УкрНИИпроектом был разработан рабочий проект консольно-распорной армировки Северного вентиляционного ствола №2 Запорожского железорудного комбината [36] (рис. 3.6). Ствол пройден диаметром в свету 6 м глубиной 640 м и закреплен чугунными тюбингами и монолитной бетонной крепью класса В20 толщиной 500 мм. Ствол оборудован одноконцевым подъемом с концевой нагрузкой 23,5 т. Максимальная скорость подъема – 7,7 м/с. Армировка ствола комбинированная: для клети – консольно-распорная с коробчатыми проводниками 160×160×12 мм; для противовеса – канатная (4 каната диаметром 36,5 мм). В чугунной тюбинговой крепи кронштейны крепятся болтами, а в бетонной крепи закрепляются восемью анкерами. Каждый анкер из отрезка арматурной стали класса АП или АШ диаметром 32 мм закрепляется в шпуре двумя патронами ПНВ-01-40 с неорганическим быстротвердеющим вяжущим.

Рис. 3.6. Консольно-распорная армировка Северного вентиляционного ствола №2 ЗЖРК для клети, канатная – для противовеса 32

Консольно-распорная армировка аналогичной конструкции разработана для вспомогательного ствола №2 ЗЖРК [87] (рис. 3.7).

Рис. 3.7. Консольно-распорная армировка вспомогательного ствола №2 ЗЖРК

Проведенный анализ консольно-распорных схем показал, что недостаточная несущая способность расстрелов в вертикальной плоскости делает нецелесообразным без существенного увеличения несущей способности применение таких схем в главных стволах, поэтому применение таких схем в главных стволах, поэтому такие армировки целесообразно применять для вспомогательных стволов шахт диаметром 4-6,5 м, оборудованных клетевыми подъемами. 3.1.3. Блочные армировки Перспективным направлением совершенствования конструкций армировки глубоких шахт с высокой интенсивностью подъема является использование в качестве несущих элементов блочных расстрелов. Посредством замены плоской конструкции яруса пространственной и рационального расположения облегченных элементов, достигаются весьма высокие прочностные и деформационные параметры работы армировки и значительное сокращение капитальных затрат и эксплуатационных расходов.

33

Учеными и инженерами КГРТИ, Южгипрошахта, НИИОМШСа и др. [16, 17, 21, 36, 45] разработаны конструкции блочных армировок для клетевых и скиповых стволов с высокой интенсивностью подъема. Так для клетевого ствола диаметром 6,5 м предложена блочная армировка в виде двух параллельных П-образных рам (рис. 3.8).

Рис. 3.8. Конструкция блочной армировки клетевого ствола с П-образными расстрелами

Для создания равнопрочного стыка в месте крепления проводников между П-образными рамами предусмотрены стойки из уголков профиля 160×160×12 мм. Проводники клети размещены снаружи, а проводники противовеса установлены внутри П-образных рам. Для скипового ствола диаметром 7 м разработана конструкция блочной армировки с V-образными расстрелами (рис. 3.9), состоящая из четырех отдельных блоков – узлов. Каждый блок представляет собой пространственную конструкцию в виде двух параллельных V-образных консольных рам из коробчатого профиля 210×138×16 мм. Вертикальные и горизонтальные связи изготовляются из уголка 100×100×12 мм. Проводники коробчатые. Под воздействием эксплуатационных нагрузок несущие элементы блока работают в основном в режиме растяжения, что повышает их жесткость и значительно снижает воздействие крутящих моментов на крепь в месте заделки расстрела.

34

Рис. 3.9. Конструкция блочной армировки скипового ствола с V-образными расстрелами

Институтом «Южгипрошахт» в типовых материалах для проектирования [91], кроме традиционных многорасстрельных схем армировки, разработаны прогрессивные комбинированные (расстрелы и консоли) и безрасстрельные схемы армировки. Последние рекомендуются для перспективного применения в опытном порядке. Разработанные типовые материалы стали основой для применения в горнодобывающей промышленности комбинированных армировок, с креплением проводников подъемных сосудов на расстрелах, а противовесов – на консолях. Проведенные испытания [36] показали, что блочные конструкции армировки имеют большую в 3-5 раз несущую способность и жесткость по сравнению с традиционными расстрелами, а узлы крепления с помощью анкеров обеспечивают надежное закрепление расстрелов к стенкам ствола. Кроме того практически все процессы при монтаже армировки выполняются механизированным способом. Достоинствами блочной армировки является также возможность крупноблочного монтажа на поверхности шахты путем соединения в один 12-метровый блок пространственных и плоских опорных конструкций с проводниками. Вместе с тем при длинных консолях блоки с учетом обеспечения необходимой несущей способности являются металлоемкими и сложными в изготовлении по сравнению с расстрелами. Выигрыш в монтаже зависит от общего числа элементов армировки, мест крепления к крепи и других факторов.

35

3.2. Технические предложения по унификации схем и конструкций безрасстрельной армировки

Выбор типов стволов, их количество и расположение определяется проектом вскрытия и разработки конкретного месторождения полезного ископаемого. Основными критериями при проектировании стволов шахт с их функциональным назначением должны являться: высокая надежность элементов армировки и подъемных сосудов при минимальных затратах на проветривание шахты, на изготовление и монтаж металлоконструкций и ремонтные работы во время эксплуатации. В настоящее время в угольной промышленности проектирование и строительство стволов шахт производится на основании типовых технических решений, разработанных головными институтами [24, 27, 39, 54, 77, 89, 90, 91]. Типовые сечения стволов ориентированы на действующие схемы расположения подъемных комплексов. Существенных изменений в области проектирования и разработки подъемных сосудов и в компоновке поверхности не ожидается. Поэтому разработка новых схем армировки должна осуществляться на основании ныне действующих схем подъемов. Широкое распространение получили типовые сечения стволов Южгипрошахта [91], которыми определены следующие параметры: – диаметр стволов; – глубина стволов; – число и тип подъемов в стволе; – число и тип подъемных сосудов в стволе; – сечение расстрелов и проводников; – расположение проводников относительно подъемных сосудов. Эти параметры ныне действующих сечений вертикальных стволов в качестве исходных данных были положены в основу разработки альтернативного ряда схем безрасстрельных армировок. При разработке указанного ряда схем были использованы графические методы, учитывающие габариты подъемных сосудов; конструкцию их направляющих устройств; зазоры, регламентируемые Правилами безопасности [55]; направление загрузки-разгрузки подъемных сосудов на горизонте и поверхности.

36

Кроме того ставилась задача снижения металлоемкости конструкции армировки и уменьшения аэродинамического сопротивления ствола путем рационального расположения элементов конструкции в сечении. Рекомендуемые сечения клетевых стволов с безрасстрельной (малорасстрельной) армировкой, разработанные авторами под руководством проф. Ф.И. Ягодкина на основе типовых материалов для проектирования [91], приведены на рис. 3.10 – 3.16; скиповых стволов – на рис. 3.17 – 3.19. Основные геометрические параметры безрасстрельных конструкций армировки для предусмотренных типовыми схемами, а также для теоретически возможных диаметров стволов приведены в табл. 3.2 – 3.11. Характеристики разработанных сечений и армировки клетевых и скиповых стволов и подъемов приведены соответственно в табл. 3.12 и 3.13. Анализ приведенных сечений стволов показывает, что все консольные расстрелы, входящие в разработанный альтернативный ряд безрасстрельных схем могут быть решены как консоли с распором под некоторым углом λ, изменяющимся от 0° (чисто консольная армировка) до 90° (консольно-распорная армировка). Длина консольных расстрелов может изменяться от 292 до 2290 мм. Схемы консолей, входящих в предлагаемый ряд, приведены на рис. 3.20. Приведенные схемы предусматривают крепление элементов армировки анкерами, причем опорная плита плотно прижимается анкерами к стенке ствола, а возможность регулирования длины консоли в случае радиального отклонения крепи ствола от проектного положения обеспечивается составной конструкцией консоли. Конструктивно консольные расстрелы представляют собой металлические балки, состоящие из двух отрезков двутаврового или коробчатого профиля. Один из отрезков имеет на конце приваренную опорную плиту с отверстиями под штанги анкеров и жестко крепится анкерами к бетонной крепи ствола. Второй отрезок консоли крепится к жестко установленному с помощью болтовых соединений, причем отверстия под болты имеют форму овала, вытянутого в направлении продольной оси балки, что позволяет регулировать положение консоли. Необходимая величина регулирования определена на основе анализа статистических данных по радиальным отклонениям стволов (см. п. 3.5) при разработке технологии армирования стволов такими конструкциями. Возможные конструктивные решения регулируемых консольных расстрелов приведены на рис. 3.21.

37

Рис. 3.10. Схема безрасстрельной армировки клетевого ствола К-1б Таблица 3.2 Геометрические параметры схемы К-1б Тип клети, габариты, мм Диаметр ствола d, мм ; Расстояние а, мм d = 6000 (типовой) а = 2500 d = 7000 а = 2500 d = 8000 а = 2500

1НВ400-9,0; 2НВ400-15,0 4000×1500 (типовые)

1НВ520-15,0; 2НВ520-15,0 5200×1600

Геометрические параметры, мм b1 = 1219 b2 = 659

–

b1 = 1760 b2 = 1200 b1 = 2290 b2 = 1730

b1 = 1710 b2 = 1150 b1 = 2240 b2 = 1680

38

Рис. 3.11. Схема безрасстрельной армировки клетевого ствола К-2б Таблица 3.3 Геометрические параметры схемы К-2б Тип клети, габариты, мм Диаметр ствола d, мм ; Расстояние а, мм d = 7000 (типовой) а = 2400 d = 8000 а = 2400

1НВ400-9,0; 2НВ400-15,0 4000×1500 (типовые)

1НВ520-15,0; 2НВ520-15,0 5200×1600

Геометрические параметры, мм b1 = 1262 b2 = 1432

b1 = 1212 b2 = 1382

b1 = 1758 b2 = 1947

b1 = 1708 b2 = 1897

39

Рис. 3.12. Схема безрасстрельной армировки клетевого ствола К-3б Таблица 3.4 Геометрические параметры схемы К-3б Тип клети, габариты, мм Диаметр ствола d, мм; Расстояние а, мм d = 6000 а = 2500 d = 7000 (типовой) а = 2500 d = 8000 а = 2500

1НВ400-9,0; 2НВ400-15,0 4000×1500 (типовые)

1НВ520-15,0; 2НВ520-15,0 5200×1600

Геометрические параметры, мм b1 = 780 b2 = 1056

–

b1 = 1350 b2 = 1619

b1 = 1200 b2 = 1429

b1 = 1899 b2 = 2099

b1=1749 b2=1946

40

Рис. 3.13. Схема безрасстрельной армировки клетевого ствола К-4б Таблица 3.5 Геометрические параметры схемы К-4б Тип клети, габариты, мм Диаметр ствола d, мм ; Расстояние а, мм d = 8000 (типовой) а = 2500

1НВ400-9,0; 2НВ400-15,0 4000×1500 (типовые)

1НВ520-15,0; 2НВ520-15,0 5200×1600

Геометрические параметры, мм b1 = 1653 b2 = 1450

41

–

Рис. 3.14. Схема безрасстрельной армировки клетевого ствола К-5б Таблица 3.6 Геометрические параметры схемы К-5б Тип клети, габариты, мм Диаметр ствола d, мм; Расстояние а, мм d = 6000 а = 2500 d = 7000 а = 2500 d = 8000 (типовой) а = 2500

1НВ400-9,0; 2НВ400-15,0 4000×1500

1НВ520-15,0; 2НВ520-15,0 5200×1600 (типовые)

Геометрические параметры, мм b1 = 780 b2 = 1056 b1 = 1350 b2 = 1619

b1 = 1200 b2 = 1429

b1 = 1899 b2 = 2099

b1 = 1749 b2 = 1946

42

–

Рис. 3.15. Схема безрасстрельной армировки клетевого ствола К-6б Таблица 3.7 Геометрические параметры схемы К-6б Тип клети, габариты, мм Диаметр ствола d, мм ; Расстояние а, мм d = 6000 (типовой) а = 2500 d = 7000 а = 2500 d = 8000 а = 2500

1НВ400-9,0; 2НВ400-15,0 4000×1500 (типовые)

1НВ520-15,0; 2НВ520-15,0 5200×1600

Геометрические параметры, мм b1 = 1219 b2 = 659

–

b1 = 1760 b2 = 1200 b1 = 2290 b2 = 1730

b1 = 1710 b2 = 1150 b1 = 2240 b2 = 1680

43

Рис. 3.16. Схема безрасстрельной армировки клетевого ствола К-7б Таблица 3.8 Геометрические параметры схемы К-7б Тип клети, габариты, мм Диаметр ствола d, мм ; Расстояние а, мм d = 6000 а = 2500 d = 7000 (типовой) а = 2500 d = 8000 а = 2500

1НВ400-9,0; 2НВ400-15,0 4000×1500 (типовые)

1НВ520-15,0; 2НВ520-15,0 5200×1600

Геометрические параметры, мм b1 = 1003 b3 = 503 b2 = 915 b4 = 415

–

b1 = 1558 b2 = 1673

b3 = 1058 b4 = 1173

b1 = 1608 b2 = 1723

b3 = 1108 b4 = 1223

b1 = 2096 b2 = 2196

b3 = 1596 b4 = 1696

b1 = 2146 b2 = 2246

b3 = 1606 b4 = 1746

44

Рис. 3.17. Схема безрасстрельной армировки скипового ствола С-1б Таблица 3.9 Геометрические параметры схемы С-1б Габариты скипов, мм Диаметр ствола d, мм d = 6000 (типовой) d = 7000 d = 8000

2 скипа 2230×1740 1 скип 1850×1540 с противовесом 1540×800 Геометрические параметры, мм b1 = 520 b2 = 457 b3 = 431 b1 = 1042 b2 = 969 b3 = 947 b1 = 1560 b2 = 1478 b3 = 1459

45

Рис. 3.18. Схема безрасстрельной армировки скипового ствола С-2б Таблица 3.10 Геометрические параметры схемы С-2б Габариты скипов, мм Диаметр ствола d, мм d = 6000

4 скипа 2230×1740 Геометрические параметры, мм – b1 = 556 b2 = 386 b3 =1370 b4 =1200 b1 =1178 b2 = 1008 b3 = 1870 b4 = 1700

d = 7000 (типовой)

d = 8000

46

Рис. 3.19. Схема безрасстрельной армировки скипового ствола С-3б Таблица 3.11 Геометрические параметры схемы С-3б Габариты скипов, мм Диаметр ствола d, мм d = 6000 d = 7000 (типовой) d = 8000

2 скипа 2350×1900 2 скипа 2230×1740 Геометрические параметры, мм – b1 = 907 b2 = 1007 b1 = 1732 b2 = 1832

47

Таблица 3.12

Число клетей и их размеры в плане, мм

Тип подъема

Глубина ствола, м

№ схемы

Диаметр ствола, м Число подъемов

Характеристики сечений и безрасстрельной армировки клетевых стволов и подъемов Тип проводников

Тип расстрелов (консолей)

Расположение проводников

Сечения широкого применения

К-1б

6

К-2б

7

К-3б

7

К-4б

8

К-5б

8

К-6б

6

К-7б

7

2 клети Короб- Боковое одностоРельсо- чатые роннее - для кле4000×1500, Однока2 клеть аварийно700 вые тей; лобовое однатный 170×104 Р43 ностороннее – для ремонтного ×10 противовесов подъема ОднокаБоковое одностоРельсо- Коробнатный, роннее – для клечатые 2 клети 700; вые 2 многотей; лобовое дву1400 Р43, 170×104 4000×1500 канатстороннее – для Р50 ×10 ный противовесов Короб- Коробчатые 2 клети 700; чатые 2 То же То же 1400 170×160 170×104 4000×1500 ×12 ×10 Боковое одностоРельсо- Короброннее – для клечатые 3 клети 700; вые 2 То же тей; лобовое од1400 Р43, 170×104 4000×1500 ностороннее - для Р50 ×10 противовесов Короб- Короб- Боковое одностоМногороннее – для клечатые чатые 2 клети 2 канат- 1400 тей; лобовое дву170×160 170×104 5200×1600 ный стороннее – для ×12 ×10 противовесов Сечения ограниченного применения Боковое односто2 клети роннее – для клеКороб4000×1500, тей 4000×1500; чатые Рельсоклеть аварий- Однокалобовое двусто2 700 натный вые Р43 170×104 роннее – для кленоремонтного ти аварийно×10 подъема ремонтного подъема КоробРельсо- чатые 2 То же То же 700 То же вые Р43 170×104 ×10

48

№ схе мы

С-1б

С-2б

С-3б

6

7

7

Число подъемов

Подъемные сосуды и их размеры в плане, мм

Глубина ствола, м

Диаметр ствола, м

Таблица 3.13 Характеристики сечений и безрасстрельной (малорасстрельной) армировки скиповых стволов и подъемов Тип проводников

Тип расстрелов (консолей)

700

Рельсовые Р43

Двутавр 27Са

Одноканатный, многоканатный

700; 1400

КоробКоробчатые чатые 172×160 170×104 ×12 ×10

Одноканатный, многоканатный

700; 1400

КоробКоробчатые чатые 200×190 212×130 ×12 ×16

Тип подъема

Сечения широкого применения 2 скипа вм.11;15 м3; (2230×1740) Однока1 скип вм.7; 9,5 м3 натный (1850×1540)

Один угольный, один породный Один угольный, 4 скипа вм.11;15 м3; один уголь(2230×1740) нопородный Один 2 скипа вм.25;35 м3; угольный, (2350×1900) 2 скипа один угольвм.11; 15 м3; но(2230×1740) породный

Таким образом, на основе действующих типовых сечений вертикальных стволов Южгипрошахта был разработан альтернативный ряд сечений с безрасстрельными (малорасстрельными) армировками, включающий 7 наиболее распространенных сечений клетевых и 3 сечения скиповых стволов и определены основные геометрические характеристики разработанных сечений. а)

б)

в)

Рис. 3.20. Схемы консолей и их основные геометрические параметры: а – консоль с распором под углом λ = 90°; б – консоль с распором под углом λ < 90°; в – одинарная консоль (λ = 0°); 1,2 – точки крепления проводников

49

Рис. 3.21. Конструкции регулируемых консолей: а, б – для консоли из двутавра; в, г – для консоли из коробчатого профиля; 1 – анкер; 2 – опорная плита; 3 – ребро жесткости; 4 – фланцевая накладка; 5 – телескоп; 6 – консоль; 7 – болт; 8 – накладка

Предложенные конструктивные решения консолей обеспечивают регулировку их положения в горизонтальной плоскости вдоль продольной оси консоли и двойную регулировку вдоль и поперек оси.

50

3.3. Исследование параметров безрасстрельной армировки на конечно-элементной модели 3.3.1. Построение конечно-элементной модели консольно-распорной армировки Для оценки жесткости безрасстрельных армировок и исследования возникающих под действием внешних нагрузок напряжений и деформаций элементов армировки авторами была разработана пространственная конечно-элементная модель консольно-распорной армировки. (рис. 3.22). Для более точного соответствия реальной конструкции в модель включены 3 связанных между собой яруса такой армировки. На модели рассматривается нагружение среднего яруса в момент передачи на него силовых воздействий от движущегося подъемного сосуда, при этом оценивается наиболее тяжелый случай работы безрасстрельной армировки, когда к каждой консоли крепятся два проводника. В качестве исходных данных для построения модели взяты основные параметры схемы К-2б из альтернативного ряда безрасстрельных армировок (рис. 3.11): профиль консоли и распора – двутавр № 27С, профиль проводника – рельс Р43, шаг армировки – 4168 мм, длина консоли – 1200 мм, длина распора – 887 мм. Построение конечно-элементной модели и расчет параметров конструкции произведены с помощью компьютерного вычислительного комплекса «Зенит». Построение модели включает в себя следующие основные этапы: 1) Выбор системы и начала координат и ориентация осей координат в пространстве. Для построения модели используется прямоугольная трехмерная система координат, начало которой совпадает с точкой крепления к консоли проводника, наиболее удаленного от заделки. Для большей наглядности и соответствия реальной конструкции модель ориентирована в пространстве следующим образом: каждый ярус (консоль с распором) расположен в своей горизонтальной плоскости XY, а проводники направлены параллельно вертикальной оси Z. 2) Расстановка узлов модели и разбивка на конечные элементы. В качестве узлов приняты точки, ограничивающие участки конструкции с одинаковыми механическими свойствами или определяющие пространственное расположение конструкции и граничные условия. Таким образом, горизонтальный ярус содержит следующие узлы: 1 и 3 – точки крепления рельсовых проводников к консоли, 2 – точка соединения консоли с распором, 4 и 5 – точки крепления яруса к бетонной крепи ствола. Для более корректного и точного моделирования процесса нагружения армировки, в частности, точек приложения сил, возникающих при движении подъемных сосудов, каждый рельсовый проводник разбит на 4 конечных элемента (подошву, шейку, нижнюю и верхнюю части головки) прямоугольного се51

чения. Таким образом, рельсовые проводники в точках их крепления к консоли содержат по 5 узлов (первый проводник – узлы 1, 6-9; второй – узлы 3, 10-13). Распределение узлов и конечных элементов конструкции в двух других ярусах аналогично рассмотренному. 3) Определение координат узлов. Координаты узлов модели рассчитываются, исходя из геометрических параметров элементов конструкции, их сорасположенности в пространстве и выбранного направления координатных осей, при этом в качестве положительного направления горизонтальной оси X принято направление вдоль консоли от ее конца к крепи ствола; горизонтальной оси Y – по нормали к консоли от ее конца к направляющему устройству подъемного сосуда; вертикальной оси Z – сверху вниз. 4) Задание геометрических параметров и механических свойств элементов модели. В качестве профилей элементов консоли и распора приняты параметры двутавра 27С; в Рис. 3.22. Схема конечно-элементной качестве профилей элементов промодели консольно-распорной водников в точках крепления их к армировки консолям условно приняты прямоугольники, получаемые путем сечения рельса Р43 тремя параллельными подошве рельса плоскостями, проходящими через середины подошвы, шейки и головки рельса. При этом считается, что подошва, шейка и головка рельсовых проводников жестко соединены между собой, а длина каждого прямоугольного сечения равна высоте профиля консоли (двутавра 27С). В качестве механических свойств всех элементов модели приняты свойства стали. 5) Моделирование конечных кинематических условий. Реально существующие узлы крепления консолей и распоров к монолитной бетонной крепи ствола посредством анкеров различных конструкций не позволяют обеспечить бесконечную жесткость и абсолютную неподвижность узла, поэтому узлы 4 и 5 не могут быть смоделированы как жесткие заделки. 52

Для более точного соответствия реальной конструкции и получения дополнительного запаса надежности, узлы крепления консолей и распоров анкерами (узлы 4, 5, 17, 18, 30, 31) моделируются шарнирно-неподвижными опорами. Учет влияния на состояние конструкции рельсовых проводников, расположенных выше и ниже моделируемого участка, осуществляется включением в модель еще четырех шарнирно-неподвижных опор, ограничивающих оба проводника над верхним (узлы 40 и 41) и под нижним ярусами (узлы 42 и 43) модели. 6) Моделирование внешней нагрузки на элементы армировки. Исходя из существующей Методики расчета жестких армировок [39] и анализа степени влияния на устойчивость консольно-распорных армировок различных силовых воздействий, в модели приняты следующие группы нагрузок, приложенных к среднему ярусу: а) от движущихся подъемных сосудов (передаются на рельсовые проводники): – Fлоб – лобовые силы, приложенные к торцевым поверхностям головок рельсов (узлам 9 и 13) против направления оси Y; – Fбок – боковые силы, приложенные к серединам боковых поверхностей головок рельсов (узлам 8 и 12) против направления оси X; б) от собственного веса конструкции армировки: – Fт – вес рельсов, приложенный вдоль проводников по направлению оси Z к узлам 8 и 12; – qк – равномерно распределенная по длине нагрузка от веса консоли, приложенная к элементам 1-2, 2-3 и 3-4; – qр – равномерно распределенная по длине нагрузка от веса распора, приложенная к элементу 2-5. Принятые в модели величины боковой и лобовой сил, действующих на армировку со стороны подъемного сосуда, были определены согласно Методике расчета жестких армировок вертикальных стволов, исходя из учета движения с максимальной скоростью (12 м/с) груженой клети 2НОВ 400-15,0, предусмотренной типовой схемой К2. 3.3.2. Расчет параметров безрасстрельной армировки на конечно-элементной модели Консольно-распорная армировка Для проверки обеспечения необходимой жесткости и оценки работоспособности и надежности конструкции безрасстрельной армировки, с помощью вышеописанной модели был произведен расчет смещений узлов, силовых факторов и напряжений в элементах и опорных реакций, возникающих под воздействием реальных нагрузок на армировку, наблюдающихся в практике. 53

Расчет рабочих параметров армировки производился с помощью компьютерного вычислительного комплекса «Зенит», реализующего метод конечных элементов. Как показывают произведенные расчеты, в наиболее тяжелых условиях работы находится элемент 1-2 (отрезок консоли между ее концом, обращенным в ствол, и точкой присоединения распора), в котором возникают максимальные для всей конструкции напряжения и наблюдаются максимальные горизонтальные смещения в направлении, параллельном оси Y, образующиеся при воздействии на консоль лобовой силы от движущегося подъемного сосуда. Кроме того, несколько меньшие, но все же значительные напряжения от воздействия преимущественно боковой, а также лобовой сил, возникают в стойках рельсовых проводников, причем напряжения в стойках верхнего и нижнего яруса почти так же велики, как и в среднем ярусе, на который в рассматриваемый момент времени приходится основная нагрузка от движущегося подъемного сосуда. Высокие напряжения наблюдаются также в элементе 2-3 (части консоли между распором и точкой крепления второго проводника). В остальных элементах консольнораспорной армировки: в части консоли, непосредственно примыкающей к крепи ствола; в распоре; в подошвах и головках рельсовых проводников, – возникают относительно небольшие напряжения, составляющие 0,3 – 17% от максимальных. Результаты расчета показали, что при воздействии на консольнораспорную армировку реально действующих нагрузок максимальные смещения не превысили 3,3 мм (узел 1), а в среднем составили: в направлении оси X – 0,26 мм, оси Y – 1,6 мм, оси Z – 0,01 мм. Максимальные напряжения составили 195 МПа (элемент 1–2). Таким образом, расчетные значения смещений узлов и напряжений элементов не превышают допустимых, что свидетельствует о работоспособности консольно-распорной армировки с точки зрения обеспечения необходимой жесткости конструкции и недопущения сверхустановленных напряжений и деформаций. Консольная армировка В результате преобразования вышеописанной модели консольнораспорной армировки была разработана модель чисто консольной армировки с аналогичным первой модели расположением проводников. Произведенный расчет такой конструкции показал, что напряжения, возникающие в элементах модели, несколько ниже, чем в соответствующих элементах консольно-распорной армировки, однако, смещения отдельных узлов значительно превышают допустимые для рельсовых проводников (15 мм) даже при минимально возможной длине консоли, поэтому проектирование чисто консольной армировки с креплением на одной консоли двух проводников нецелесообразно. 54

Расчет параметров консольной армировки с креплением на конце консоли одного проводника показал, что использование в качестве профиля консоли двутавра (даже максимально возможного для закрепления анкерами типоразмера) при рельсовых проводниках не обеспечивает требуемой жесткости конструкции при реальных нагрузках. Применение коробчатых консолей, обладающих лучшими по сравнению с двутаврами инерционными характеристиками, в сочетании с рельсовыми проводниками ограничивается небольшой длиной консоли (400-600 мм) и невысокой интенсивностью подъема (1-2·106 Дж). Наилучшим с точки зрения обеспечения требуемого режима работы армировки при большей интенсивности подъема является сочетание коробчатых консолей с коробчатыми проводниками. Такие консольные армировки позволяют увеличить минимально допустимую длину консоли при невысокой интенсивности подъема (до 1,5·106 Дж) до 800-2200 мм в зависимости от шага армировки и обеспечить безопасную эксплуатацию подъема с интенсивностью до 3,5-5·106 Дж при небольшой длине (400-600 мм) консоли. Изменение длины консоли и шага армировки при моделировании позволило определить максимально допустимые длины одинарных консолей для различных значений интенсивностей подъема, шага армировки и типов проводников (табл. 3.14), тем самым определить области применения консольных и консольно-распорных армировок. Таблица 3.14 Допустимые длины консолей при проектировании чисто консольных армировок Интенсивность подъема, Дж ≤ 1⋅ 106 1⋅106 ÷ 1,44⋅ 106 1,45⋅106 ÷ 1,73⋅106 1,74⋅106 ÷ 2,16⋅106 > 2,16⋅106 ≤ 1⋅ 106 1⋅106 ÷ 1,44⋅ 106 1,45⋅106 ÷ 1,73⋅106 1,74⋅106 ÷ 2,16⋅106 2,17⋅106 ÷2,88⋅106 2,89⋅106 ÷ 3,6⋅ 106 3,61⋅106 ÷ 4,32⋅106 4,33⋅106 ÷ 5,04⋅106 > 5,04⋅106

Максимально допустимая длина консоли l, мм при шаге армировки h , м 2-3 3-4 4-5 >5 Для рельсовых проводников 400 440 500 600 350 400 490 350 440 консольно 380 распорная армировка Для коробчатых проводников не ограничена 2200 1500 1100 1000 1200 1000 900 600 800 750 750 450 600 600 650 350 500 500 550 420 430 460 350 370 410 консольно 380 распорная армировка 55

3.3.3. Исследование влияния геометрических параметров армировки на жесткость конструкции Консольно-распорная армировка С помощью модели была исследована зависимость жесткости армировки в точках крепления проводников от геометрических параметров ее элементов и их расположения в конструкции, а именно: от расстояний а1 и а2 между распором и точками приложения сил (крепления проводников) и от угла λ между консолью и распором (рис. 3.20, б). В результате исследований было установлено, что в зависимости от места расположения проводника относительно распора на жесткость системы в точках крепления проводников влияют различные параметры. При расположении проводника на отрезке между точкой присоединения распора и свободным концом консоли (проводник 1) наибольшее влияние на лобовую и боковую жесткости консоли в точке 1 (рис. 3.23, а), оказывает расстояние а1 между распором и точкой крепления проводника. Полученная зависимость логарифма геометрического коэффициента ослабления жесткости Кж от параметра а1 приведена на рис. 3.23, б. а)

б)

Рис. 3.23. Зависимость логарифма геометрического коэффициента ослабления лобовой жесткости в точке 1 от параметра а1: а – расчетная схема; 2 – график зависимости 56

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

а)

б)

Рис. 3.24. Зависимость логарифма геометрического коэффициента ослабления лобовой жесткости в точке 2 от параметра l – а2: а – расчетная схема; б – график зависимости

В реальных конструкциях узлов крепления консолей к монолитной бетонной крепи анкерами достаточно сложно обеспечить предельно высокую жесткость и устранить перемещения, которые могут нарушить цело57

стность крепи в местах заделки и ухудшить условия работы армировки. В связи с этим необходимо проектировать консольно-распорные армировки с такими геометрическими параметрами, при которых опорные реакции (усилия, возникающие в узлах крепления консолей и распоров) распределяются равномерно, а, следовательно, снижаются напряжения в узлах и минимально ослабляется жесткость в результате разрушения материала заделки. С этой целью было проведено исследование влияния геометрических параметров армировки на ослабление жесткости из-за неравномерного распределения усилий в опорах и возникновения деформаций бетона в заделках, в результате которого установлены следующие зависимости. Для точки 1 (см. рис. 3.20, а, б) боковая и лобовая жесткости зависят от отношения расстояния между распором и точкой крепления проводника 1 к длине консоли между крепью и распором, т.е. от величины a1/l, причем условия работы заделок будут оптимальными при a1/l =1 и наиболее неблагоприятными при a1/l = 0, поэтому не рекомендуется устанавливать распор близко к точке крепления проводника. Зависимости коэффициентов ослабления лобовой и боковой жесткости ν в точке 1 от параметра a1/l приведены на рис. 3.25, а и 3.25, б. Для точки 2 лобовая и боковая жесткости зависят от параметра a2/l, при этом ослабление лобовой жесткости в этой точке вследствие деформации материала заделки анкеров будет минимальным при a2/l = 0,4…0,65 в зависимости от величины l и прочности материала заделки анкеров, а ослабление боковой жесткости при a2/l = 0,3…0,4. Таким образом, оптимальный режим работы заделок обеспечивается при a2/l = 0,4. Наиболее неблагоприятные условия работы заделок возникают при a2/l → 0 и a2/l → 1, т.е. при близком расположении проводников у заделок или распоров. Зависимости коэффициента ослабления лобовой и боковой жесткости ν в точке 2 от параметра a2/l приведены на рис. 3.26, а, б. Эти зависимости были использованы при разработке Методики расчета жесткости безрасстрельных армировок и составлении компьютерной программы, реализующей указанную методику (см. п. 3.4). Исследования влияния на жесткость системы угла λ между консолью и распором показали, что максимальной жесткостью обладают конструкции с углом λ = 90°, однако в некоторых схемах безрасстрельной армировки установка распоров под прямым углом к консоли требует значительного увеличения длины распора, что приводит к неоправданному повышению металлоемкости и ухудшению жесткостных характеристик конструкции, поэтому в таких схемах рациональнее устанавливать распор под некоторым углом λ < 90° (в реальных схемах этот угол колеблется в пределах 40-60°). 58

а)

б)

Рис. 3.25. Зависимости коэффициента ослабления жесткости ν в точке 1 от параметра а1 / l: а – для лобовой жесткости; б – для боковой жесткости

59

а)

б)

Рис. 3.26. Зависимости коэффициента ослабления жесткости ν в точке 2 от параметра а2 /l: а – для лобовой жесткости; б – для боковой жесткости

Исследования, проведенные но конечно-элементной модели, показывают, что при изменении угла λ в пределах от 40 до 70° жесткость системы изменяется незначительно и составляет: в боковом направлении – 78-82%, в лобовом направлении – 83-87% от жесткости системы с углом λ = 90°, поэтому расчет жесткости консольно-распорной армировки с углом λ < 90° может производиться аналогично расчету армировки с λ = 90° с учетом следующих дополнительных коэффициентов ослабления: для боковой жесткости Кλб = 0,8, для лобовой жесткости Кλл = 0,85. Зависимость коэффициента ослабления лобовой жесткости Кλл от угла λ приведена на рис. 3.27, а, боковой жесткости Кλб – на рис. 3.27, б. 60

Рис. 3.27. Зависимость коэффициента ослабления лобовой жесткости К λл от угла λ

Рис. 3.28. Зависимость коэффициента ослабления боковой жесткости Кλб от угла λ

61

Консольная армировка Изучение модели консольной армировки с расположением на конце консоли одного проводника (рис. 3.29, а) показало, что жесткость консоли в точке крепления проводника значительным образом зависит от длины консоли l. Зависимость логарифма геометрического коэффициента ослабления жесткости Кж от длины консоли приведена на рис. 3.29, б. а)

б)

Рис. 3.29. Зависимость логарифма геометрического коэффициента ослабления лобовой жесткости в точке 1 от длины консоли: а – расчетная схема; б – график зависимости

Проектирование такой конструкции армировки допустимо только до определенной длины консоли, которая обеспечивала бы требуемую жесткость при воздействии ожидаемых нагрузок. Проведенные исследования показали, что значение максимально возможной длины консоли в большей степени зависит от интенсивности подъема и шага армировки, которые определяют величину нагрузки на консоль. При этом с увеличением шага армировки, с одной стороны ослабляется конструкция армировки, что приводит к нежелательному увеличению прогибов; а с другой стороны снижается нагрузка, приходящаяся на консоль. В результате исследования данных противодействующих факторов установлено, что влияние первого из них является преобладающим при сравнительно низкой интенсивности 62

подъема; в этом случае с увеличением шага армировки значительно снижается допустимая длина консоли. При повышении интенсивности подъема до 2,5÷4·106 Дж преобладающее значение приобретает второй фактор, поэтому с увеличением шага армировки возрастает возможная длина консоли, обеспечивающая требуемую жесткость. Найденные значения допустимых длин консолей для разной интенсивности подъема, шага армировки и типа проводников приведены в табл. 3.14. При необходимости установки консоли длиной, выше допустимой для данной интенсивности и шага армировки, следует переходить к консольно-распорным армировкам. Аналогично консольно-распорным армировкам было исследовано ослабление жесткости конструкции от влияния заделок и для чисто консольных армировок. Зависимость коэффициента ослабления лобовой жесткости νл вследствие расшатывания заделок от длины консоли (плеча приложения лобовой силы) приведена на рис. 3.30, а коэффициента ослабления боковой жесткости λб от длины консоли – на рис. 3.31.

Рис 3.30. Зависимость коэффициента ослабления лобовой жесткости νл от длины консоли

63

Рис. 3.31. Зависимость коэффициента ослабления боковой жесткости νб от длины консоли

Данные зависимости с учетом параметров анкеров и прочностных свойств материала заделки были использованы при разработке методики расчета безрасстрельных армировок (п. 3.4).

3.4. Методические основы расчета безрасстрельных армировок 3.4.1. Основные положения Проектирование, изготовление и монтаж металлоконструкций армировки ствола в настоящее время осуществляются в соответствии с требованиями следующих нормативных документов: СНиП II-94-80 «Подземные горные выработки предприятий по добыче полезных ископаемых. Нормы проектирования»; СНиП 3.02.03-84 «Подземные горные выработки и работы. Правила производства и приемки работ»; СНиП II-23.81* «Стальные конструкции. Нормы проектирования»;

64

СНиП III-18-75 «Металлические конструкции. Правила изготовления, монтажа и приемки»; СНиП 2.03.01-84* «Бетонные и железобетонные конструкции. Нормы проектирования»; «Инструкции по производству маркшейдерских работ»; «Правил безопасности в угольных шахтах». Расчет основных параметров армировки по условиям устойчивости движения подъемного сосуда в зависимости от его конструктивных особенностей, скорости и грузоподъемности производится согласно действующей «Методики расчета жестких армировок вертикальных стволов шахт», разработанной во ВНИИГМ им. М.М. Федорова [39]. Данная «Методика...» включает в себя расчет основных характеристик и параметров элементов армировок, входящих в типовые схемы ярусов армировки клетевых и скиповых стволов [91]. В настоящей главе приведена разработанная методика расчета элементов армировки, входящих в альтернативный ряд безрасстрельных схем с креплением консолей анкерами, а именно: одинарных консольных (чисто консольных) армировок и консолей с закрепленным под некоторым углом (0 < λ ≤ 90°) распором (консольно-распорных армировок). Все схемы консолей безрасстрельных армировок могут быть сведены к трем основным типам элементов, приведенных на рис. 3.32.

Рис. 3.32. Схемы консолей: 1 – консоль с распором под углом λ = 90°; 2 – консоль с распором под углом λ < 90°; 3 – одинарная консоль (λ = 0°).

Методика расчета безрасстрельных армировок разработана для трех указанных схем консолей на основе действующей «Методики …» [39] с учетом проведенных с помощью компьютерного моделирования исследований (см. п. 3.3) и включает: – определение жесткостных характеристик расстрельных балок; – определение горизонтальных динамических нагрузок, действующих в системе «сосуд-армировка»; – расчет максимальных прогибов проводников; – расчет максимальных напряжений в элементах армировки. 65

3.4.2. Определение жесткостных характеристик консольных балок С учетом проведенных исследований предлагается следующий алгоритм расчета жесткости безрасстрельных армировок [58, 62]. Согласно указанной «Методики ...» [39] жесткость консольных балок определяем в местах крепления проводников – точках 1 и 2 (рис. 3.33). Расчет коэффициента заделки β. Для учета прочностных параметров материала заделки анкеров и инерционных характеристик стержней анкеров, служащих для крепления консолей к монолитной бетонной крепи, используем комплексный параметр – коэффициент заделки β, 1/м, равный:

β =4

К 0 Dн , 4EI а

где К0 – коэффициент жесткости материала заделки анкеров на сжатие, Н/м3; Е – модуль продольной упругости материала анкеров, Н/м2; Ia – момент инерции поперечного сечения анкера относительно центральной оси, м4, равный: 4 πDн4   Dв   1 −   ; – для трубчатого анкера I а = 64   Dн     πDн4 – для анкера из периодического профиля I а = , 64 здесь Dн, Dв – соответственно наружный и внутренний диаметры анкера, м Определение лобовой жесткости. Расчетные схемы для определения лобовой жесткости вышеописанных консолей приведены на рис. 3.33. С учетом проведенных исследований (п. 3.3) получены следующие формулы для определения жесткости по каждой из расчетных схем. Консоль с распором под углом λ = 90° (рис. 3.32, поз. 1, расчетная схема – рис. 3.33, а). Жесткость балки в точке 1 определяется формулой

C1л =

3EI zν a13

,

(3.1)

где Е – модуль продольной упругости материала балки, Н/м2; Iz – момент инерции поперечного сечения балки относительно центральной вертикальной оси, м4; ν – коэффициент ослабления жесткости балки в точке 1 в лобовом направлении вследствие влияния заделки анкеров, определяемый в зависимости от параметров κ = β l и а1/l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.1. 66

а)

б)

в)

Рис 3.33. Расчетные схемы для определения лобовой жесткости консолей: а – консоль с распором под углом λ = 90°; б – консоль с распором под углом λ <90°; в – одинарная консоль (λ =0°).

Жесткость балки в точке 2 определяется формулой C 2л

=

3EI z l 3ν

a23 (l − a2 )3

,

(3.2)

где ν – коэффициент ослабления жесткости балки в точке 2 в лобовом направлении, определяемый в зависимости от параметров κ = β l и а2/l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.2. Консоль с распором под углом λ < 90° (рис. 3.32, поз. 2, расчетная схема – рис. 3.33, б). Жесткости расстрельной балки в точках 1 и 2 могут быть определены по соответствующим формулам (3.1) и (3.2), а полученные значения С1л и С2л необходимо домножить на дополнительный коэффициент ослабления жесткости Кλл, принимаемый равным 0,8 при значении 40° ≤ λ ≤ 70° или определяемый по графику (рис. 3.27) при других значениях λ. Одинарная консоль (рис. 3.32, поз. 3, расчетная схема – рис. 3.33, в). Жесткость балки в точке 1 определяется формулой

C1л =

3EI zν l3

,

где: ν – коэффициент ослабления жесткости балки в точке 1 в лобовом направлении, определяемый в зависимости от параметра κ = β l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.3. Определение боковой жесткости. Расчетные схемы для определения боковой жесткости приведены на рис. 3.34. 67

а)

б)

в)

Рис. 3.34. Расчетные схемы для определения боковой жесткости консолей: а – консоль с распором под углом λ = 90°; б – консоль с распором под углом λ < 90°; в – одинарная консоль (λ = 0°)

Консоль с распором под углом λ = 90° (рис. 3.32, поз.1, расчетная схема – рис. 3.34, а). Жесткость балки в точке 1 определяется формулой

C1б =

EI z Fν

(

a1 d 2 F + I z

),

(3.3)

где Iz – момент инерции поперечного сечения расстрельной балки относительно центральной вертикальной оси, м4; F – площадь поперечного сечения расстрельной балки, м2; ν – коэффициент ослабления жесткости балки в точке 1 в боковом направлении, определяемый в зависимости от параметров κ = β l и а1/l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.4; d – плечо приложения боковой силы к расстрелу, м Схемы определения плеча приложения боковой силы для разных типов проводников приведены на рис. 3.35.

а)

б)

Рис. 3.35. Схемы определения плеча приложения боковой силы к расстрелу: а – для рельсового проводника; б – для коробчатого проводника

68

Согласно приведенным схемам значение d определяется по следующим формулам: r – для рельсового проводника d = b + H − ; 2 2 – для коробчатого проводника d = b + H , 3 где b – расстояние, измеренное в горизонтальной плоскости от продольной оси расстрела до подошвы проводника, м; r – высота головки рельса, м; H – высота профиля проводника, м. Жесткость балки в точке 2 равна С 2б =

Eν

a2 (l − a2 ) d2 + a2 (l − a2 ) 3 3a22 − (3a2 − l ) l Fl I zl

[

]

,

(3.4)

где ν – коэффициент ослабления жесткости балки в точке 1 в боковом направлении, определяемый в зависимости от параметров κ = β l и а2/l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.5. Консоль с распором под углом λ < 90° (рис. 3.32, поз.2, расчетная схема – рис. 3.34, б). Для данной расчетной схемы жесткости расстрельной балки в точках 1 и 2 могут быть определены по соответствующим формулам (3.3) и (3.4), а полученные значения С1б и С2б необходимо домножить на дополнительный коэффициент ослабления жесткости Кλб, принимаемый равным 0,85 при значении 40° ≤ λ ≤ 70° или определяемый по графику (рис. 3.28) при других значениях λ. Одинарная консоль (рис. 3.32, поз. 3, расчетная схема – рис. 3.34, в). Жесткость балки в точке 1 определяется формулой C1б =

(

EI z Fν

l d 2F + I z

),

где: ν – коэффициент ослабления жесткости балки в точке 1 в боковом направлении, определяемый в зависимости от параметра κ = β l по графику, приведенному в прил. 1 на рис. П. 1.6. Определение обобщенных безразмерных параметров жесткости системы «сосуд-армировка». Для последующего расчета действующих усилий на армировку, возникающих прогибов проводников и максимальных напряжений в консолях предварительно определяются следующие параметры, характеризующие жесткость армировки. 69

Параметры лобовой жесткости Средняя лобовая жесткость консолей для обеих ниток проводников, Н/м, определяется формулой С л = С л1 С л2 ,

где Сл1 и Сл2 – лобовые жесткости консолей в местах крепления к ним проводников сосуда, Н/м. При четырехпроводной схеме Сл1 и Сл2 определяются как сумма значений жесткостей расстрелов в местах крепления проводников, расположенных с одной стороны сосуда. Обобщенный безразмерный параметр лобовой жесткости армировки л

σ =

С л h3

6 EI л

,

где Iл – лобовой момент инерции сечения проводника, м4; h – шаг армировки, м. Параметры боковой жесткости. 1) При одностороннем расположении проводников относительно подъемного сосуда: – средняя жесткость расстрелов для обеих ниток проводников, Н/м, С б = Сб1 Сб2 ,

где Сб1 и Сб2 – боковые жесткости консолей в местах крепления к ним проводников сосуда, Н/м; – обобщенный безразмерный параметр жесткости в боковом направлении б

σ =

С б h3

6 EI б

.

2) При двустороннем расположении проводников: – обобщенные безразмерные параметры боковой жесткости армировки

σ 1б

=

Сб1 h 3

6 EI б

σ 2б

,

=

Сб 2 h 3

6 EI б

,

где: Iб – боковой момент инерции поперечного сечения проводника, м4; – к дальнейшему расчету принимается меньшее из полученных значений σ iб :

{

}

σ б = min σ 1б ;σ 2б . 70

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

Расчет на горизонтальные динамические нагрузки, возникающие при взаимодействии движущегося подъемного сосуда с проводниками жесткой армировки, проводятся с целью проверки на прочность элементов армировки и кинематическую связь жестких рабочих или предохранительных направляющих сосуда с проводниками. Расчет на прочность выполняется для обеих ниток проводников раздельно в лобовом и боковом направлениях. Горизонтальная сила, действующая на проводник в лобовом (боковом) направлении, Н, рассчитывается по формуле P

л(б)

=

(

2 ⋅ р 2 ⋅ д ⋅ K р2 ⋅ m ⋅ V 2 h

2

)⋅ n

л(б)

,

(3.5)

где δ – зазор на сторону между рабочими или предохранительными направляющими скольжения и проводником, принимаемый согласно табл. 3.15; Кр – коэффициент влияния типа рабочих направляющих подъемного сосуда, Кр =1,0 при жестких направляющих скольжения, Кр = 0,85 – при упругих роликовых направляющих; mV2 – интенсивность подъема, Дж; m и V – соответственно масса, кг, и скорость, м/с, груженого подъемного сосуда; h – шаг армировки, м; nл(б) – коэффициент, определяемый по табл. 3.16 в зависимости от значений эксцентриситета центра масс груженого сосуда е, искривления проводников ∆/δ и параметра lg σл(б). Эксцентриситет центра масс груженого сосуда e=

A− B , A+ B

где А и В – расстояния от горизонтальной плоскости, проходящей через центр масс груженого сосуда до его нижних и верхних жестких рабочих или предохранительных направляющих устройств. Таблица 3.15 Значения зазоров δ и допустимых относительных искривлений ∆/δ для различных типов проводников

δ, мм

Тип проводников Рельсовые Сварные коробчатые Деревянные

0,01 0,015 0,02

71

∆/δ 0,5 0,25 0,35

Таблица 3.16

Значения коэффициента nл(б) lg σ л(б) ∆/δ е 0

0,5

0 0,2 0,5 0 0,2 0,5 0

0-0,6

0,6-1,2

1,2-1,8

1,8-2,4

2,4-3,0

3,0-3,6

0,54 0,64 0,90 0,61 0,73 1,00 0,79

0,51 0,62 0,82 0,59 0,71 0,85 0,73

Значения коэффициента nл(б) 0,91 1,14 1,59 1,25 1,48 2,04 1,58

0,89 1,09 1,53 1,05 1,25 1,70 1,40

0,70 0,84 1,20 0,78 0,95 1,31 1,03

0,60 0,72 1,02 0,66 0,78 1,10 0,81

1,0

0,2 1,88 1,66 1,25 0,98 0,93 0,85 0,5 2,45 2,08 1,56 1,28 1,18 1,07 Примечания. 1. Промежуточные значения nл(б) определяются методом интерполяции. 2. Для граничных значений lg σ л(б) коэффициент nл(б) принимается средним для смежных диапазонов.

При значении Рл(б) < 0,08mg следует принимать л(б ) Pmin = 0,08 mg ,

где g – ускорение свободного падения, g = 9,81 м/с2. Координата точки приложения силы на пролете между ярусами ξл(б) определяется из графиков (прил. 2, рис. П.2.1) в зависимости от значений параметров ∆/δ и lg σл(б). Изгибающий момент Мл(б) под воздействием силы Рл(б) в лобовом (боковом) направлении: M рл(б) = Р л(б) h β мл(б) . Максимальная перерезывающая сила Qл(б) на ярусе в лобовом (боковом) направлении Q л(б) = Р л(б) β Qл(б) ,

где βмл(б) и βQл(б) – коэффициенты нагрузок, определяемые из соответствующих графиков (прил. 2, рис. П.2.2, а, б) в зависимости от значений параметров lg σ л(б), σк и ξ л(б). Безразмерный параметр σк в зависимости от типа проводника и направления действия силы принимается равным для рельсовых проводников σк = 0 (при лобовой нагрузке), σк = ∞ (при боковой нагрузке); для коробчатых и деревянных σк = 0. 72

3.4.4. Расчет прогибов проводников

Для проверки надежности работы армировки с точки зрения обеспечения устойчивости движения подъемных сосудов и создания благоприятных условий для работы металлоконструкций производится расчет прогибов проводников. Прогиб проводника fрл, м, под воздействием силы Рл определяется формулой f рл

=

Рл Сiл f (ξ р )

≤ [ f ],

где Сiл – значение лобовой жесткости расстрела в точке крепления первого (С1л) или второго (С2л) проводника, Н/м; f(ξp) – безразмерная функция жесткости проводника под воздействием силы, определяемая по графикам (прил. 2, рис. П.2.3, а, б); [ f ] – допустимый прогиб проводника, м, [ f ] = 0,015 м – для рельсовых и деревянных, [ f ] = 0,045 м – для коробчатых проводников. Прогиб проводника на ярусе, м: f Qл

=

Qл Сiл f (ξ Q )

≤ [ f ],

где f(ξQ) – безразмерная функция жесткости проводника на ярусе (координата ξQ = 0), определяемая из графиков (прил. 2, рис. П.2.3, а, б). При получении значений прогибов проводников выше допустимых необходимо увеличить жесткостные характеристики системы «сосудармировка» путем усиления конструкции яруса или применением в качестве проводника профиля с увеличенными геометрическими и инерционными параметрами.

3.4.5. Расчет напряжений в проводниках

При эксплуатации конструкций армировки в ее элементах могут возникнуть недопустимые напряжения, в результате которых образуются пластические деформации, приводящие к нарушению нормального режима работы армировки или даже к ее разрушению. Поэтому необходимо производить проверочный расчет на максимальные напряжения в элементах армировки. Напряжения проводника под воздействием силы Рл(б) определяются формулой

73

М рл(б)

≤ [σ и ], W л(б) где Wл(б) – момент сопротивления поперечного сечения проводника, м3; [σи] – допустимое напряжение проводника на изгиб, Па, принимаемое равным: – для рельсовых проводников [σи] = 350 МПа; – для коробчатых проводников [σи] = 230 МПа – для стали Ст. 3 Пс, [σи] = 350 МПа – для сталей 10ХСНД и 15ХСНД.

σ ил(б)

=

3.4.6 Реализация методики расчета параметров безрасстрельной армировки на ЭВМ

Для быстрого и точного расчета параметров безрасстрельной армировки по вышеописанной методике авторами была разработана компьютерная программа ARMIR2 на языке QuickBasic [61], с помощью которой пользователь может произвести все перечисленные расчеты, не прибегая к требуемым таблицам и графикам. С этой целью были аппроксимированы все зависимости, отображенные на графиках для определения коэффициентов ослабления жесткости ν (прил. 1, рис. П.1.1- П.1.6), координаты ξ точки приложения силы (прил. 2, рис. П.2.1), коэффициентов нагрузок βM и βQ (прил. 2, рис. П.2.2, а, б) и функции жесткости f(ξ) (прил. 2, рис. П.2.3, а, б). В результате получены зависимости ν1л = f (a1/l, κ), ν2л = f (a2/l, κ), ν1б = f (a1/l, κ), ν2б = f (a2/l, κ), νлк = f(κ), νбк = f(κ), ξ = f (lgσ) для рельсовых и коробчатых проводников, βM = f (lgσ), βQ = f (lgσ), f(ξ) = f (lgσ) для рельсовых и коробчатых проводников. Все перечисленные уравнения регрессии были использованы при разработке компьютерной программы ARMIR2, порядок выполнения которой состоит в следующем. Для максимального удобства использования программы ввод исходных данных с клавиатуры сведен к минимуму. Все основные стандартные параметры профилей расстрелов и проводников (геометрические размеры, линейная плотность, площадь поперечного сечения, лобовые и боковые моменты инерции и моменты сопротивлений) сформированы в виде двумерных массивов и загружаются автоматически при запуске программы. Кроме того, программа содержит справочную информацию о применяемых для проводников и расстрелов профилях, характеристики профилей, параметры анкеров для крепления консолей и требуемые для расчета параметры подъемных сосудов. Программа предусматривает расчет как отдельной консоли (консоли с распором), так и системы консолей, то есть одновременно двух консолей, к которым крепятся проводники, служащие для направления движения од74

ного подъемного сосуда. Поэтому в начале выполнения программы пользователем предварительно задается параметр SYS, определяющий систему расчета безрасстрельной армировки. После этого на монитор выводится изображение схем консолей, аналогичных приведенным на рис. 3.33. После выбора одной из схем необходимо задать основные геометрические параметры консоли, запрашиваемые программой на изображаемой схеме (l, l1, a1, a2, λ). Далее из предлагаемого списка применяемых профилей необходимо выбрать тип и типоразмер профиля консоли и проводника. Если же ни один из предлагаемых профилей не удовлетворяет пользователя, следует обратиться к подпрограммам VVOD1 и VVOD2, которые позволяют самостоятельно ввести все необходимые для расчета параметры консолей и проводников. В случае расчета системы консолей описанные действия повторяются и для второй консоли. Затем осуществляется ввод параметров анкеров для крепления консолей и марка бетона для заделки анкеров. В случае использования трубчатых анкеров программа по заданному внешнему диаметру и толщине стенки определяет тип трубы и выводит рекомендации о целесообразности ее применения в качестве стержня анкера. Первая часть программы осуществляет расчет лобовой и боковой жесткостей консолей в точках крепления проводников, обобщенные безразмерные параметры жесткости и их логарифмы и выводит на монитор в форме таблицы результаты расчета. В случае получения очень низкой жесткости (σл(б) < 1) выдается предупреждение об этом и предлагается усилить конструкцию армировки или изменить ее схему. Во второй части программы осуществляется расчет усилий на армировку: горизонтальных сил в пролетах между ярусами, максимальных изгибающих моментов и перерезывающих сил на ярусе. При этом все требуемые для расчета коэффициенты рассчитываются самой программой по выведеннымм уравнениям регрессии. Такое определение коэффициентов является более точным и удобным. Исходными данными, вводимыми с клавиатуры, являются лишь: максимальная скорость движения клети, шаг армировки и тип клети, принимаемый из предложенного программой списка. В третьей части программы рассчитываются прогибы и напряжения проводников. В случае превышения прогибов или напряжений соответствующих данному типу проводника и марки стали допустимых значений, выдается сообщение об этом и предлагается изменить исходные данные. Аналогично первой части, на монитор и, по желанию пользователя, на принтер выводятся таблицы расчетных значений усилий на армировку, прогибов и напряжений проводников.

75

3.5. Технология армирования вертикальных стволов безрасстрельными конструкциями 3.5.1. Анализ технологических особенностей армирования стволов безрасстрельными конструкциями армировки

Проведенный анализ [73] показывает, что основная специфика безрасстрельных схем армировки заключается в конструктивной обособленности элементов (консолей, консолей с распорами) в ярусе. Поэтому немаловажной проблемой в технологии армирования является строгое соблюдение соосности соответствующих консолей в горизонтальной и вертикальной плоскостях, расположение всех консолей яруса в одной горизонтальной плоскости, установка соответствующих консолей всех ярусов в одной вертикальной плоскости. Выполнение всех указанных требований при поэлементном монтаже армировки весьма затруднительно, поэтому для установки яруса такой армировки необходимо использование специальных шаблонов, обеспечивающих соосность соответствующих консолей. Изучение способов крепления конструкций армировки к бетонной крепи ствола [15, 28, 34, 65, 101, 104, 106], применявшихся в практике шахтного строительства, позволяет выделить узлы крепления, приведенные на рис. 3.36. Анализ показывает, что применение наиболее распространенного для многорасстрельных армировок способа бетонирования концов расстрелов в лунках является ненадежным для закрепления консолей. Это связано с тем, что, в отличие от хордальных расстрелов, в которых передаваемая нагрузка распределяется относительно равномерно на оба заделываемых конца, вся нагрузка на консоль передается только на одну заделку, что приводит к разрушению материала заделки и потере работоспособности консоли. Кроме того, проектирование консольно-распорных армировок с небольшой длиной консолей (особенно при угле между консолью и распором λ < 90°) требует расположения узлов крепления консоли и распора в непосредственной близости друг от друга. При бетонировании концов в лунках в таком случае нарушается сплошность крепи (а иногда и целостность породного массива) на большом участке, что приводит к дополнительному ослаблению конструкции. Поэтому наиболее приемлемым решением является крепление консолей к монолитной бетонной крепи ствола с помощью анкеров. Анализ способов крепления расстрелов анкерами непосредственно к крепи ствола (рис. 3.36, поз. 5÷7) показывает, что получивший в последнее время распространение способ опирания расстрелов на анкера как на консоли [15, 76, 101, 102] (рис. 3.36, поз. 7) создает конструкцию, равную по прочности расстрелу с заделкой его концов в лунки, только в случае крепления анкерами обоих концов расстрела. 76

1

Бетонированием в лунках

2

Бетонированием в лунках и анкерами

3

К кронштейнам, закрепленным анкерами к крепи ствола

4

К кронштейнам, образованным анкерами из труб большого диаметра

5

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

6

Анкерами к крепи ствола. Расстрел с регулируемой длиной

7

Опорные плиты расстрелов опираются на концы анкеров, образующие консоли Рис. 3.36. Способы крепления расстрелов жесткой армировки

Для консоли такое крепление невозможно из-за потери устойчивого положения равновесия. Поэтому единственно приемлемым способом крепления консолей является анкерное крепление с плотным прижатием консольных расстрелов к бетонной крепи ствола (рис. 3.36, поз. 6). При этом с целью обеспечения наибольшей работоспособности и ремонтопригодности армировки конструкция крепления консолей должна обеспечивать возможность регулирования длины консоли в продольном и смещения в поперечном направлении. Необходимые значения величин регулирования положения консоли в продольном и поперечном направлениях определяются различными факторами (рис. 3.37).

77

Рис. 3.37. Определение величин регулирования положения консоли: ∆мон – величина регулирования, обеспечивающая точность монтажа; ∆кр – величина регулирования, обусловленная радиальным отклонением крепи ствола

Для обеспечения точности монтажа консолей конструкция их крепления должна предусматривать возможность регулирования в направлении оси Y в пределах ∆мон = ±50…60 мм. Решающим фактором в определении величины регулирования длины консоли в направлении оси X является значение радиального отклонения бетонной крепи ствола от проектного положения. Произведенные замеры в стволах и выполненные на их основе исследования [35, 74] показывают, что значения отклонений крепи ∆R решающим образом зависят от диаметра и глубины ствола. Графики зависимостей ∆R от глубины для различных диаметров стволов приведены на рис. 3.37, а максимальные значения радиальных отклонений по стенке крепи ствола – в табл. 3.17.

Рис. 3.37. Графики зависимости средних отклонений крепи по периметру от глубины ствола для различных диаметров стволов 78

Таблица 3.17 Максимальные значения радиальных отклонений по стенке крепи с учетом изменения среднего отклонения в пределах доверительного интервала Максимальные радиальные отклонения стенок, мм при глубине ствола, м

Диаметр ствола в свету, м

0

40

100

200

300

440

500

600

700

840 1000 1100 1200

5,0 5,5

26 26

27 27

28 28

30 30

32 32

35 35

36 36

39 39

41 43

46 49

52 59

56 68

61 81

6,0 6,5 7,0

26 26 26

27 27 27

28 28 28

30 31 31

32 33 34

36 37 39

38 39 41

41 43 45

45 48 50

52 55 57

63 67 69

73 77 79

85 89 90

7,5 8,0 8,5

26 26 26

27 27 27

28 28 28

31 31 31

35 35 35

40 40 40

42 42 43

46 48 49

51 55 57

60 67 74

72 75 78

81 83 85

92 94 96

Примечание. Двойной линией выделены сочетания глубин и диаметров стволов, в которых максимальные радиальные отклонения превышают допустимые по СНиП.

Исследованиями установлено, что средние по периметру радиальные отклонения крепи стволов пропорциональны диаметру и нелинейно зависят от глубины с существенной нелинейностью связи при глубине более 600 м и диаметре стволов более 5 м, при этом величины отклонений колеблются в пределах 30-100 мм. Исходя из этого, определяется и необходимая величина регулирования длины консоли ∆кр в направлении оси X. Выполненный анализ позволяет определить следующие требования к технологии армирования стволов безрасстрельными конструкциями армировки: 1. Крепление консолей и распоров должно осуществляться анкерами. 2. Способ крепления – плотное прижатие к крепи ствола. 3. Конструкция узла крепления должна обеспечивать возможность регулирования положения консоли в продольном направлении в пределах ±30-100 мм в зависимости от диаметра и глубины ствола и в поперечном направлении в пределах ±50 мм. 4. Установка консолей требует применения специальных монтажных шаблонов. Исходя из перечисленных требований, разработана следующая технология армирования.

79

3.5.2. Конструкция и технология применения монтажных шаблонов

Монтажный шаблон служит для выведения кронштейнов безрасстрельной армировки в проектное положение, фиксирования кронштейнов во время бурения шпуров и установки анкеров [59]. Монтажный шаблон (рис. 3.38) состоит из рамы и двух направляющих стаканов. Рама шаблона состоит из двух вертикальных стоек, двух перемычек, четырех хомутов и стропа. Стойка выполняется из отрезка стандартного проводника коробчатого сечения 160×160 мм длиной 7500 мм, к которому приварены четыре плиты из листа δ = 12 мм, усиленных упорами из листа размером 400×80×12 мм, заглушка из листа размером 400×80×12 мм и пленка из листа δ = 18 мм размером 160×416 мм. В стойке просверливается два сквозных отверстия для крепления кронштейнов к монтажному шаблону перед закреплением его к крепи, причем нижнее отверстие выполняется овальным для исключения влияния неточности сверления отверстий в кронштейнах. Перемычка изготовляется из отрезка проводника коробчатого сечения 160×160 мм, к концам которого приварены по 4 уголка 100×63×10 мм длиной 250 мм с двумя отверстиями ∅26 мм в каждом. В перемычках просверливается по четыре отверстия ∅26 мм для крепления стропа к верхней перемычке. На каждой стойке устанавливается по два хомута. Верхний хомут предназначен для крепления кронштейнов со стандартным шагом 6,25 м или с незначительной корректировкой шага. Нижний хомут предназначен для крепления кронштейнов с уменьшенным шагом. Хомут состоит из направляющей и скобы, стягиваемых между собой четырьмя болтами М24. Направляющая состоит из пластины, к которой приварен опорный уголок 100×63×10 мм длиной 140 мм. Хомут сварен из листа δ = 12 мм. Направляющие стаканы служат для выведения и фиксирования в проектном положении кронштейнов. Направляющий стакан состоит из четырех боковин, четырех гаек, основания и двух пластин. Боковины изготавливаются из листа δ = 12 мм. В боковинах выполняются по одному отверстию ∅76 мм. Боковины привариваются к основанию и свариваются между собой. Основание изготавливается из листа δ = 12 мм размером 544×424 мм с аварийным отверстием 100×100 мм посредине для исключения скапливания в стакане воды и мелкого мусора и четыре отверстий ∅26 мм по углам для прохода крепежных болтов. В отверстиях боковин ввариваются гайки. Надежность крепления гаек и жесткость стакана обеспечивается упорами. В гайки боковин ввинчиваются регулировочные винты. К стакану болтами М24 привинчиваются пластины, стаканы устанавливаются на полке в среднем положении и пластины привариваются к полку. 80

Рис. 3.38. Монтажный шаблон для установки безрасстрельной армировки: 1 – строп; 2 – стойки; 3 – перемычки; 4 – опорные кронштейны; 5 – направляющие стаканы; 6 – полок

81

К верхней перемычке посредством скоб закрепляется строп. В комплект монтажного шаблона входит: буровой инструмент с кондуктором и упорным кольцом, обеспечивающий центровку и необходимую глубину шпура и переходник для установки анкеров. Порядок установки кронштейнов следующий. Полок перемещают на следующий ярус и раскрепляют в крепь ствола. Монтажный шаблон, подвешенный на монтажной лебедке, опускают на следующий ярус так, чтобы направляющие хомутов вошли между направляющими проводника на кронштейнах последнего установленного яруса, а стойки шаблона вошли в направляющие стаканы. На монтажный шаблон при помощи болтов закрепляются кронштейны армировки. При помощи регулировочных винтов в стаканах шаблоном выводят кронштейны 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, ярус фиксируют в шаблоне, а шаблон фиксируют в стаканах и приступают к бурению и установке анкеров. Шпуры для установки анкеров бурятся через отверстия в опорных плитах кронштейна. Соосность шпуров выдерживается кондуктором, который перед бурением входит в отверстие опорной плиты. Глубина шпуров выдерживается упорным кольцом, установленным на буровой штанге. Бурение шпуров для установки в них анкеров может производиться ручными перфораторами с использованием специальных приспособлений (пневмоподдержек, кондукторов и шаблонов) или специальными установками для комплектного бурения шпуров. В условиях железобетонной (металлобетонной) крепи необходимо применять бурильные установки с кольцевыми сверлами, армированными сверхтвердыми материалами, например, УБН-2. 3.5.3 Технология и организация работ при армировании ствола

Рассмотрим технологическую схему армирования вертикального ствола безрасстрельными конструкциями армировки на примере схемы К1-б, входящей в разработанный ряд безрасстрельных схем (рис. 3.11). Технологическая схема армирования – совмещенная. Армирование ведется сверху вниз. Основные принципы армирования. Основные принципы армирования ствола предусматривают: – организацию работ по цикличному графику, отражающему взаимосвязь и последовательность выполнения каждого процесса армирования в едином технологическом процессе; 82

– максимально возможное использование оборудования, установленного при проходке ствола; – обеспечение полной безопасности и высокого качества работ; – достижения высоких показателей производительности труда и скорости армирования ствола. В состав работ по армированию ствола входят: – подготовительные работы; – установка расстрелов; – навеска проводников; – монтаж кабельных конструкций; – заключительные работы. Подготовительные работы. В заготовку расстрелов входят следующие работы: – разметка консолей; – разметка с помощью шаблонов и приварка к консолям планок с «лежками»; – заготовка уголков, планок, косынок; – покрытие расстрелов антикоррозийным составом.

В заготовку проводников входят: – сверление в торцах рельсов отверстий для соединительных штырей; – опиловка «яблок» на концах рельсов; – заготовка «ложных» проводников; – подгонка соединительных скоб; – проверка резьбы на стяжных болтах и их смазка. Перед спуском в ствол проводники проверяются на прямолинейность. Параллельно выполняются следующие работы в стволе и на поверхности: – демонтируются породные бункера; – демонтируются лебедки, не востребованные для армирования; – секционная опалубка опускается в зумпф ствола; с помощью дополнительных балок и коушей к каркасу опалубки крепятся направляющие канаты бадей на период установки расстрелов и навески проводников; – проходческий полок поднимается вверх, в исходное положение для начала работы; – демонтируются все проходческие трубопроводы, кроме става сжатого воздуха; – переоборудуется проходческий полок: завариваются ненужные проемы; демонтируется породопогрузочная машина и все ненужное оборудование; – переоборудуются подшкивные площадки; – на нулевой раме устанавливаются лебедки маркшейдерских отвесов; – на поверхности производится контрольная сборка шаблонов-люлек. 83

Установка контрольного яруса. Контрольный ярус монтируется с верхнего этажа подвесного полка. На каждом расстреле контрольного яруса устанавливаются кронштейны с планками, имеющими отверстия для пропуска отвесов с нулевой рамы, по этим отвесам с помощью шаблонов выполняется последующая армировка ствола. При установке первого яруса необходимо проверить: – отметки концов каждого расстрела путем нивелирования; – расстояние от осей ствола до «лежек» в расстрелах и расстояния между «лежками»; – горизонтальность полок расстрелов в направлении, перпендикулярном продольной оси расстрела при помощи уровня. Установка консолей. Перед тем, как приступить к монтажу консолей очередного яруса, необходимо опустить и зафиксировать в новом положении армировочный полок, шаблоны для монтажа консолей и лестницы для навески проводников. Монтаж шаблонов для установки расстрелов и лестниц для навески проводников производится после армирования шейки ствола в объеме двух ярусов. Схема расположения монтажных шаблонов приведена на рис. 3.39.

Рис. 3.39. Схема расположения монтажного оборудования при установке консолей: 1 – монтажные шаблоны, 2 – армировочные лестницы

Консоли доставляются на верхний этаж полка на прицепном устройстве бадьи. Перецепка консольных балок на монтажные канаты производится с верхнего этажа. Места установки консолей должны быть освобождены от посторонних предметов. 84

Подвешенная на монтажных канатах консоль подводится к месту установки (шаблону). Монтаж консоли производится в следующей последовательности: – в шаблон заводится, укладывается и закрепляется зажимными устройствами монтируемая консоль; – выполняется центровка консоли по маркшейдерским отвесам с помощью корректоров, установленных на полке, контрольных шаблонов и уровня; – через отверстия в опорных плитах консоли бурятся шпуры для установки анкеров. Бурение шпуров производится перфораторами. Длина буровой штанги должна быть не менее 1,0 м, диаметр коронки – 42 мм. Для обеспечения соосности шпуров и отверстий применяются съемные центрирующие втулки, вставляемые в отверстия плиты. Глубина шпуров задается упорным кольцом, установленным на буровой штанге; – проверяется центровка расстрела после бурения шпуров; – пробуренные шпуры очищаются от буровой мелочи сжатым воздухом и заполняются цементно-песчаным раствором класса В20 при помощи инъектора для заполнения шпуров раствором; – анкер вводится в отверстие опорной плиты и вдавливается в шпур. При этом излишки раствора из шпура изливаются, а зазор между анкером и стенкой шпура полностью им заполняется; – соединение фиксируется гайкой с контргайкой. Затяжка гаек производится ключом с осевым усилием на болт не менее 50 кН с проверкой величины затяжки динамометрическим ключом; – анкеры в опорной плите устанавливаются и затягиваются последовательно. В случае заклинивания анкера при установке он должен быть извлечен из шпура с помощью винтового домкрата. После промывки и очистки шпура устанавливается новый анкер; – по прошествии 6 ч (время схватывания раствора в шпуре, рассчитанное на навеску проводников и кабельных кронштейнов) с момента установки последнего анкера в ярусе откидываются зажимные устройства на шаблонах и консоли освобождаются. Монтаж кабельных конструкций. Монтаж кабельных конструкций выполняется одновременно с установкой расстрелов по мере опускания армировочного полка. Разметка шпуров для кабельных кронштейнов производится по шаблонам от двух отвесов, опущенных с консолей. Бурение шпуров под анкеры кабельных кронштейнов производится с верхнего этажа армировочного полка с помощью ручных перфораторов, установленных на пневмоподдержках. В пробуренные шпуры вставляются штыри кабельных конструкций и заделываются цементно-песчаным раствором, после схватывания к ним крепятся кронштейны. Шаг установки кабельных конструкций – 6 м. 85

При установке кабельных конструкций необходимо исключать перекосы их в горизонтальной и вертикальной плоскостях, а также строго соблюдать по шаблонам проектное положение кабельных конструкций в сечении ствола. Навеска проводников. Проводники опускаются в ствол подъемной машиной на прицепном устройстве с помощью специальных приспособлений. Спускаемый проводник останавливается на выдержку в 5 м от крыши армировочной лестницы, в этом месте производится перецепка проводника с прицепного бадейного устройства на прицепное устройство монтажной лебедки соответствующего отделения. Работы по навеске проводника производятся с верхней и нижней площадок лестницы и с верхнего этажа армировочного полка. С помощью монтажного каната проводник, направляемый проходчиками с верхней и нижней площадок лестницы, подается в раскрытые башмаки шаблона, производится его установка под нижний конец проводника предыдущей заходки при помощи винтового прижима, в который перед этим вкладывается соединительная шпилька. Между торцами проводников в стыки вставляются прокладки из фанеры толщиной 4 мм для образования температурного зазора, величина которого контролируется специальным шаблоном. Установленный в правильное положение проводник с помощью «ложного» проводника крепится зажимными скобами к консолям. После закрепления проводника на двух ярусах временные соединительные планки снимаются. Остаточный натяг зажимных скоб должен быть в пределах 8-14 мм. Полностью смонтированный проводник отцепляется от монтажного каната, а башмаки проводников закрываются и их положение фиксируется фиксатором. При спуске, перецепке, заводке и навеске проводников направляющая рамка должна останавливаться на высоте 12,5-20 м. На направляющих канатах устанавливаются жимки для улавливания направляющей рамки. Перемещение шаблонов и лестниц. Цикл армирования рассчитан на монтаж двух ярусов армировки, исходя из необходимости перемещения лестниц для навески проводников. На рис. 3.40, а, б приведены схемы расположения оборудования в стволе при армировании. При монтаже третьего яруса армировки проходческий полок зафиксирован ниже третьего яруса. Шаблоны для монтажа консолей навешены на расстрелы первого яруса с помощью двух подвесок каждый, снабженных опорными крючьями. Монтажные канаты для перемещения шаблонов соединены с подвесным устройством шаблонов постоянно. С верхнего этажа полка производится установка консолей. После установки консолей производится навеска проводников, стыки которых приходятся на первый и третий ярусы консолей. 86

87

88

Рис. 3.41. График организации работ по армированию ствола безрасстрельными конструкциями армировки с креплением консолей анкерами

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

3.6. Оценка экономической эффективности и технологичности безрасстрельных схем и конструкций армировки

Для оценки экономической эффективности применения разработанных безрасстрельных схем и технологии армирования с креплением консольных и консольно-распорных конструкций анкерами произведен расчет металлоемкости конструкций, трудоемкости их возведения и стоимости армирования по типовым многорасстрельным и новым безрасстрельным (малорасстрельным) схемам [60]. Результаты расчета указанных параметров для типовых и безрасстрельных схем клетевых стволов приведены в табл. 3.18, скиповых стволов – в табл. 3.19. Для определения технико-экономических показателей типовых и соответствующих им безрасстрельных армировок была разработана компьютерная программа ARMIR1 на языке QuickBasic, которая позволяет оценить металлоемкость конструкции, трудоемкость и стоимость армирования по одной из предложенных схем. Программа включает 24 схемы вертикальных стволов с соответствующими им характеристиками, из них: 9 наиболее распространенных типовых схем клетевых и 5 схем скиповых стволов, а также 7 альтернативных безрасстрельных схем клетевых (рис. 3.10 – 3.16) и 3 схемы скиповых стволов (рис. 3.17 – 3.19). В начале выполнения программы для выбора соответствующей схемы пользователю предлагается ознакомиться с типовым рядом сечений вертикальных стволов Южгипрошахта [91], а также с альтернативным рядом безрасстрельных схем (п. 3.2), при этом на экран дисплея выводятся поочередно графические изображения всех поперечных сечений и приводятся характеристики каждой из запрограммированных схем, включающие: – число, тип и габаритные размеры применяемых подъемных сосудов и противовесов; – диаметр и глубину ствола, для которых применима данная схема; 89

90

91

92

93

– вид и типоразмер профиля расстрелов и проводников, принятые в типовом варианте (данные параметры могут быть изменены в ходе дальнейшего выполнения программы); – расположение проводников относительно подъемных сосудов и противовесов. После просмотра всех предложенных программой схем и характеристик пользователь производит выбор одной из схем, при этом задает код, соответствующий выбранной схеме, по которому программа начинает расчет технико-экономических показателей. Кроме указанного кода исходными данными для этого расчета являются только форма и типоразмер (номер) профилей, используемых для расстрелов и проводников, а также глубина ствола и принятый шаг армировки. При задании исходных данных пользователь может обращаться к содержащейся в программе справочной информации о применяемых для элементов армировки прокатных профилях и их основных параметрах, о возможном шаге армировки и др. Наряду со снижением металлоемкости, трудоемкости, стоимости и аэродинамического сопротивления, разрабатываемые схемы и конструкции армировки должны минимально загромождать поперечное сечение ствола (особенно его центральную часть), быть максимально удобными в монтаже и ремонте, т.е. обладать высокой технологичностью и ремонтопригодностью. Для оценки новых схем армировки с точки зрения их сложности и технологичности были определены коэффициент технологической плотности армировки Ks [94] и комплексный показатель сложности армировки А [95]. Коэффициент технологической плотности армировки Ks был разработан для получения количественной характеристики схемы расположения элементов армировки. Он характеризует схему расположения элементов армировки в ярусе с позиции ее технологичности при производстве работ и определяет параметры свободной зоны между расстрелами, приемлемой для размещения армировочного оборудования и людей при монтаже армировки. Значение коэффициента Ks определяется формулой 1,57 Ks = ⋅ S св

n

∑ ai ⋅ bi , i =1

где аi – меньшая сторона i-го прямоугольника зоны оптимального прямоугольника, м; bi – большая сторона i-го прямоугольника зоны, м; Sсв – площадь поперечного сечения ствола, м2. Определение рабочих зон поперечного сечения ствола при армировании показано на рис. 3.42, а, б применительно к типовой схеме клетевого ствола К-3 и соответствующей ей безрасстрельной схеме К-3б. 94

б)

a1

b2

a3

a3

a4

b4

a2

b1

a2

b3

b1

b2

a1

b3

a)

Рис. 3.42. Оптимальные рабочие зоны при армировании: а – при типовой схеме армировки; б – при безрасстрельной

Комплексный показатель сложности армировки А позволяет получить оценку сложности армировки по величине ее трудоемкости с учетом технологичности армировки, обусловленной схемой расположения ее элементов в поперечном сечении ствола, и определяет количество труда, чел-ч, которое необходимо затратить для армирования 1 м3 пространства данной, конкретной армировкой: A=

W , K s ⋅ h ⋅ S св

где W – трудоемкость монтажа яруса армировки, чел-ч; h – шаг армировки, м; Ks – безразмерный коэффициент технологической плотности армировки. Результаты расчета коэффициента технологической плотности армировки и комплексного показателя сложности армировки для типовых и безрасстрельных схем приведены в табл. 3.20 Проведенный технико-экономический анализ безрасстрельных (малорасстрельных) схем армировки и технологии армирования показывает, что использование предлагаемых технических решений позволяет произвести следующее снижение: металлоемкости армировки на 11,5-37,7%; трудоемкости армирования на 21,5-53,9%; стоимость изготовления и монтажа конструкций на 22,3-58,6%, в зависимости от схемы, при проектировании чисто консольных армировок и, соответственно, на 1,8-30,8; 1,1-39,7; 2,8-45,8% при проектировании консольно-распорных армировок. 95

Таблица 3.20 Коэффициенты технологической плотности Ks и комплексные показатели сложности армировки А для типовых и безрасстрельных схем Типовая схема К-1 К-2 К-3 К-4 К-5 К-6 К-7 С-1 С-2 С-3

Ks 0,234 0,201 0,188 0,166 0,171 0,231 0,192 0,237 0,198 0,198

А, чел-ч/м3 0,83 1,09 1,98 1,29 1,67 1,11 0,81 1,33 1,47 1,67

Безрасстрельная схема К-1б К-2б К-3б К-4б К-5б К-6б К-7б С-1б С-2б С-3б

Ks 0,246 0,204 0,208 0,167 0,176 0,246 0,199 0,237 0,202 0,206

А, чел-ч/м3 0,49 / 061 0,84 / 1,06 0,95 / 1,17 0,65 / 0,85 0,86 / 1,06 0,49 / 0,61 0,62 / 0,77 0,98 0,88 1,03

Примечание. В безрасстрельных схемах комплексный показатель сложности армировки А рассчитан для чисто консольных армировок (числитель дроби) и консольнораспорных армировок (знаменатель).

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

96

4. КОНСТРУКЦИИ АРМИРОВКИ ДЛЯ ГЛУБОКИХ СТВОЛОВ 4.1. Анализ конструкций армировки и особенностей их работы в глубоких вертикальных стволах

По мере развития горнодобывающей промышленности в нашей стране и за рубежом глубина разработки месторождений постоянно растет. В настоящее время глубина отработки запасов в Российском Донбассе перешагнула 1200 м, в Кузбассе – 700 м. На Норильском горно-металлургическом комбинате на руднике «Октябрьский» построено 10 стволов глубиной 800 – 1200 м, на руднике «Таймырский» – 6 стволов глубиной 1430 – 1585 м. В ЮАР на шахтах золоторудной промышленности преимущественная глубина стволов составляет 1500 – 2000 м, а глубина отдельных стволов достигает 2500 м. Скорость движения подъемных сосудов в этих стволах – 18 м/с и более. В ближайшем будущем планируется строительство 60 – 70 сверхглубоких вертикальных стволов диаметром в свету до 12 м и глубиной до 4000 м [88]. Условия работы армировки в глубоких вертикальных стволах можно охарактеризовать как весьма сложные. Армировка испытывает комплекс постоянных и временных нагрузок, обусловленных воздействием движущихся с высокой скоростью подъемных сосудов, деформациями вмещающих пород и стенок ствола, собственным весом армировки, температурными колебаниями и др. Основным подходом в проектировании жесткой армировки глубоких стволов с подъемом большой производительности является применение сложных металлоемких конструкций с проводниками и расстрелами, выполненными из усиленных коробчатых профилей. Такая армировка обладает рядом существенных недостатков: высокой трудоемкостью и стоимостью монтажа, большим аэродинамическим сопротивлением струе воздуха, подаваемого по вертикальному стволу для проветривания подземных выработок и сооружений и др. Наиболее перспективным способом совершенствования существующих схем армировки является замена расстрелов консольными, консольнораспорными или блочными несущими элементами (безрасстрельная армировка). Такие конструкции начали внедряться в нашей стране с конца 60-х гг. прошлого века, и полученный промышленный опыт их применения показал, что безрасстрельные схемы армировки имеют существенное преимущество в сравнении с типовыми многорасстрельными по таким 97

факторам как металлоемкость, трудоемкость, стоимость армирования, а также аэродинамическое сопротивление. В тоже время был выявлен ряд проблемных аспектов, сдерживающих более широкое применение безрасстрельной армировки в вертикальных стволах. Монтаж безрасстрельной армировки в силу ее конструктивных особенностей (обособленность несущих элементов в ярусе, крепление консольных балок к стенке ствола только одним концом и др.) существенно отличается от возведения типовых многорасстрельных ярусов. Работы по установке безрасстрельных элементов армировки требуют применения специальных монтажных шаблонов сложной конструкции, затрудняется контроль за точностью монтажа и соблюдением соосности элементов в ярусе. При применении консольно-распорной и особенно блочной армировки увеличивается число узлов крепления несущих конструкций к стенкам ствола, которые при этом располагаются близко друг от друга. Облегчить монтаж консольно-распорной и блочной армировки может укрупненная сборка конструкций на поверхности в один 12-метровый блок (при коробчатых проводниках). Однако эффективной технологии монтажа таких звеньев в стволе до настоящего времени не разработано. Особенно затруднена стыковка проводников устанавливаемого звена с предыдущим. В силу этих факторов шахтостроительные организации, занимающиеся проектированием, проходкой и армированием вертикальных стволов, в большинстве случаев делают выбор в пользу типовой многорасстрельной армировки, так как накопленный опыт ее возведения позволяет достигнуть высокой скорости армирования, точности монтажа, четкой и безопасной организации работ. Наиболее эффективными по факторам металлоемкость, трудоемкость, стоимость армирования, аэродинамическое сопротивление ствола являются безрасстрельные схемы армировки с использованием в ярусе только одинарных консолей. В то же время такие конструкции обладают относительно низкой несущей способностью и могут применяться в основном в стволах с невысокой интенсивностью подъема. Вследствие этого область их применения, особенно в глубоких стволах, весьма ограничена. При проектировании жесткой армировки основными считаются эксплуатационные динамические нагрузки, которые возникают вследствие колебаний подъемного сосуда в горизонтальной плоскости при его движении. Практика эксплуатации вертикальных подъемов показывает, что амплитуда колебаний сосуда возрастает с увеличением скорости подъема, при этом можно выделить три стадии развития колебательного процесса в динамической системе «подъемный сосуд – армировка» [4]. При малых скоростях движения сосуда амплитуды его колебаний незначительны. Деформационные свойства армировки мало влияют на величину эксплуатационных нагрузок. Поведение системы в основном определяется ее кинематическими свойствами: монтажными отклонениями про98

водников от проектного положения, величиной кинематических зазоров между контактными поверхностями проводников и направляющих устройств сосуда, наличием неправильной стыковки проводников и другими монтажными недостатками армировки. На этой стадии эксплуатационные нагрузки малы и возможность потери устойчивости движения подъемного сосуда практически исключена. С увеличением скорости подъема возрастают деформации проводников, и увеличивается влияние деформационных свойств системы. При этом основным фактором, определяющим величину динамических нагрузок, является переменная поперечная жесткость проводников, обусловленная дискретным опиранием последних на ярусы армировки. На этой стадии эксплуатационные нагрузки значительно возрастают, и нарушение работоспособности системы может наступить как в результате потери несущей способности элементов армировки, так и вследствие появления недопустимых перемещений подъемного сосуда. При дальнейшем повышении скорости движения сосуда деформации проводников и эксплуатационные нагрузки резко возрастают. Поведение системы определяется исключительно влиянием деформационных свойств армировки, и нормальная эксплуатация подъема на этой стадии весьма затруднена. Таким образом, основным фактором, определяющим величину динамических нагрузок на армировку при высокой интенсивности подъема, является периодически изменяющаяся поперечная жесткость проводников. Проведенные исследования [4, 26] позволили установить, что переменная жесткость проводников вызывает возникновение внутренней возбуждающей силы горизонтальных колебаний подъемного сосуда и при определенных условиях может привести к параметрическому резонансу в системе «подъемный сосуд – армировка». В настоящее время большинство вертикальных подъемов шахтных стволов работают во второй стадии колебательного процесса. Увеличение глубины разработок, соответствующий рост скоростей подъема и концевых нагрузок могут привести к тому, что нормальная работа жесткой армировки без применения специальных конструкций, позволяющих уменьшить амплитуду колебаний подъемного сосуда, станет невозможной. Первым техническим решением, направленным на обеспечение плавного движения подъемного сосуда, стала замена жестких направляющих лап скольжения роликовыми упругими направляющими. В отечественной горнодобывающей промышленности набольшее применение нашли трехроликовые направляющие упругой конструкции в сочетании с коробчатыми проводниками. Упругость достигается за счет включения дополнительных демпфирующих элементов: гуммированных шин, специальных пружин или гидроамортизаторов в сочетании с проводниками прямоугольного профиля. 99

Эффективная работа роликовых направляющих обеспечивается только при условии непрерывного контакта с проводниками и наличии жестких предохранительных лап, ограничивающих деформации упругих элементов. При соблюдении этих требований эксплуатационные нагрузки на армировку снижаются на 10 – 15 %. В зарубежной практике получили распространение в основном два типа роликоопор – с пневматическими роликами и с роликами, обод которых покрыт толстым слоем резины. В конструкцию последних включаются амортизационные пружины, которые играют роль упругого элемента. Во Франции наряду с роликовыми направляющими применяются упругие направляющие лапы. Упругое соединение направляющей лапы с корпусом сосуда осуществляется через пневматические ролики, закрепленные в специальной обойме. В Германии на калийных шахтах для гашения колебаний сосуда применяется специальная направляющая рама (рис. 4.1). Направляющий орган подъемного сосуда 1 состоит из подвижной рамы 2 с установленными на ней роликовыми направляющими 3. Рама отделена от подъемного сосуда и может перемещаться относительно него по ходовым роликам 4. Лапы скольжения 5 жестко установлены на корпусе сосуда, между ними и проводником 6 предусмотрены увеличенные зазоры по 30 мм с каждой стороны.

Рис. 4.1. Конструкция направляющей рамы

В результате подвижности рамы, ускорения, возникающие в системе, полностью не передаются на всю массу подъемного сосуда. Исследования показали, что данная конструкция позволила уменьшить на 30 % максимальные ускорения в лобовой и на 50 % – в боковой плоскости [4]. Перспективным направлением уменьшения динамических нагрузок на ярмировку является увеличение расстояния между несущими ярусами (шага армировки). Исследования поведения системы «подъемный сосуд – армировка» [3, 4, 26, 39] и др. позволили установить, что между величиной 100

динамических нагрузок и шагом армировки существует обратно пропорциональная зависимость

Р = ок ⋅ жд ⋅

(m ⋅ V 2 ) h2

,

где ξк и ζд – функции, характеризующие кинематические и деформационные свойства системы «подъемный сосуд – армировка»; m·V2 – интенсивность подъема, Дж; h – шаг армировки, м. На основании этого были рекомендованы и нашли промышленное применение в отечественной практике жесткие армировки с увеличенным шагом: 6,0 м при коробчатых проводниках и 6,25 м при рельсовых. Вместе с тем возможности для дальнейшего увеличения шага армировки практически исчерпаны, вследствие опасности возникновения больших прогибов в проводниках. Принципиально иным подходом, позволяющим уменьшить энергию горизонтальных колебаний движущегося подъемного сосуда, является обеспечение постоянной жесткости проводника армировки по глубине ствола. В этом случае внутренняя возбуждающая сила горизонтальных колебаний подъемного сосуда стремится к нулю, и колебательный процесс в системе «подъемный сосуд – армировка» определяется имеющимися отклонениями проводников от проектного положения. Примером технического решения, обеспечивающего постоянную поперечную жесткость армировки по глубине ствола, является конструкция составного проводника, разработанная учеными Ф.И. Ягодкиным и Ю.Б. Пильчем [56]. Проводник состоит из балки коробчатого профиля 1 и направляющей из швеллера 2 (рис. 4.2). Балка крепится болтами к соединительным уголкам 4 расстрела 3, а направляющая соединяется с балкой в середине каждого пролета с помощью связей 5. Стыковка отдельных элементов балки осуществляется на ярусе, а направляющей – в точке соединения с балкой. Подъемный сосуд, двигаясь по вертикальному стволу, непосредственно контактирует только с направляющей, которая имеет постоянную поперечную жесткость по глубине ствола, тем самым обеспечивая плавный ход сосуда и создавая перспективы для увеличения производительности подъема. Достигнуть постоянной жесткости армировки предполагается с помощью соответствующего подбора поперечных сечений балки и направляющей. Подъемный сосуд, двигаясь по вертикальному стволу, непосредственно контактирует только с направляющей, которая имеет практически постоянную поперечную жесткость по глубине ствола. Это позволяет обеспечить плавный ход сосуда и создать перспективы для увеличения производительности подъема. Достигнуть выравнивания жесткости армировки предполагается с помощью соответствующего подбора поперечных сечений балки и направляющей. 101

Рис. 4.2. Конструкция составного проводника

Кроме описанной выше конструкции, рассматривался вариант выполнения составного проводника из двух труб разного диаметра. В целом недостатком разработки является то, что составной проводник рассматривается упрощенно, без учета устройства яруса. В реальной конструкции расстрелы под действием динамических нагрузок деформируются, что оказывает влияние на общую жесткость армировки и ее распределение по длине проводника. Необходимо отметить еще одно обстоятельство. В армировке обычной конструкции напряжения и деформации в расстрелах достигают максимума при действии динамических нагрузок на ярус, и минимума, если нагрузки приложены в середине пролета. В рассмотренной армировке с составным проводником расстрелы и направляющая непосредственно не связаны между собой, и динамические воздействия, передаваемые на расстрелы, распределяются более равномерно по длине пролета. Это создает 102

предпосылки для применения в сочетании с составным проводником ярусов армировки облегченной конструкции, например, одинарных консолей. Таким образом, в настоящее время известны различные способы снижения динамических нагрузок на армировку, наиболее эффективным из которых является обеспечение постоянной поперечной жесткости проводника по глубине ствола. Особенно перспективным представляется использование подобных конструкций в сочетании с безрасстрельной армировкой, что позволит повысить как технико-экономические, так и эксплуатационные характеристики жесткой армировки.

4.2. Новые технические решения армировки глубоких вертикальных стволов

Проведенный краткий анализ особенностей эксплуатации армировки в глубоких стволах позволяет выделить несколько направлений в проектировании армировки, позволяющих повысить ее работоспособность и технико-экономическую эффективность: 1. В качестве основных несущих элементов армировки должны использоваться облегченные безрасстрельные конструкции. 2. Для обеспечения направленного движения подъемного сосуда необходимо применять упругие роликовые направляющие. 3. Шаг армировки устанавливается максимально возможным из расчета обеспечения безаварийной эксплуатации подъема. 4. Проводники армировки должны иметь выровненную поперечную жесткость по глубине ствола. Эти позиции были положены в основу разработки конструкции, принципиальная модель которой представлена на рис. 4.3, а. Решение задачи выравнивания жесткости проводника достигается путем включения в конструкцию армировки дополнительной ветви, связывающей ярусы и предназначенной для дискретного опирания проводника. Основными несущими элементами армировки являются консоли 1, прикрепленные одним концом к стенке ствола. К каждой консоли посредством соединений 2 крепится опорная ветвь 3. Проводник 4 для обеспечения направленного движения подъемного сосуда непосредственно соединен только с опорной ветвью 3 с помощью связей 5, которые располагаются между ярусов армировки на равном удалении от консолей. Несущие элементы 1 представляют собой консольные балки коробчатого профиля, прикрепленные к стенке ствола посредством анкеров. При необходимости каждая консоль может усиливаться одним или двумя распорами, расположенными в горизонтальной или вертикальной плоскости. Расстояние между консолями может быть принято 4,0 или 6,0 м. 103

б)

а)

в) Рис.4.3. Конструкция безрасстрельной армировки с дополнительной опорной ветвью

104

Проводник и опорная ветвь состоят из отдельных балок, длина которых 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 коробчатого профиля, сваренный из уголков, и опорную ветвь 3 круглого поперечного сечения из толстостенной трубы. Вариант 2 (рис. 4.3, в). Конструкция состоит из проводника и опорной ветви коробчатого профиля. Число проводников и опорных ветвей в стволе, длина и расстояние между консолями будет определяться схемой армировки, которая должна быть ориентирована на действующие системы подъемных комплексов. В настоящее время проектирование и строительство вертикальных стволов осуществляется на основании типовых технических решений, разработанных головными институтами. Широкое распространение получили типовые 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 качестве исходных данных при разработке ряда схем армировки с применением 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 горизонте 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 представлены на рис. 4.4 – 4.9, характеристика схем – в табл. 4.1. 105

Рис.4.4. Схема №1(к)

Рис.4.5. Схема №2 (к)

106

Рис.4.6. Схема №3(к)

Рис.4.7. Схема №4(к) 107

Рис.4.8. Схема №1(с)

Рис.4.9. Схема №2(с)

108

Таблица 4.1

Диаметр ствола, м

№ схемы

Характеристика разработанных схем армировки глубоких стволов

Число Тип и число подъподъемов емных сосудов

Тип подъема

Тип профиля № соответстконсолей и вующего сеего размеры, чения Южгимм прошахта

Одноканатный, многоканатный

коробчатый 170×104×10

К3

1(к)

7

2

Две клети 4000×1500 мм

2(к)

8

2

Три клети 4000×1500 мм

То же

То же

К4

3(к)

8

2

Две клети 5200×1500 мм

Многоканатный

коробчатый 170×104×10 (170×104×12)

К5

4(к)

7

2

Две клети 5200×1500 мм

То же

То же

К8

4 скипа вмест. 11; 15 м3

Многоканатный

1(с)

7

Один угольный, один угольнопородный

2 скипа вмест. 11; 15 м3; 2 скипа вмест. 7; 9,5 м3

Одноканатный

То же

С2

2(с)

7

То же

4 скипа вмест. 11; 15 м3

Многоканатный

То же

С3

4.3. Моделирование работы безрасстрельной армировки с дополнительной опорной ветвью

Основным назначением любой армировки является обеспечение безаварийной работы системы «подъемный сосуд – армировка» в конкретных условиях эксплуатации. Для оценки эффективности применения разработанных конструкций были проведены комплексные исследования напряженнодеформированного состояния армировки путем моделирования работы армировки при различных параметрах и режимах эксплуатации [47, 66]. Моделирование армировки производилось с помощью проектновычислительных комплексов (ПВК) «Зенит» и «Structure CAD», предназначенных для численного анализа на ЭВМ напряженно-деформирован109

ного состояния и устойчивости конструкций, а также для автоматизированного выполнения ряда процессов конструирования. Основным фактором, влияющим на достоверность 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 «подъемный сосуд – армировка» разработанная конструкция с дополнительной ветвью должна отвечать двум главным требованиям: 1. Постоянство поперечной жесткости проводника по глубине ствола. 2. Соответствие прочностных и деформационных параметров конструкции величине прикладываемых к ней нагрузок. Поперечную жесткость проводника по глубине ствола можно считать постоянной с требуемой для практики точностью, если величина деформаций проводника от действия перемещающихся динамических нагрузок будет одинакова в любой точке его пролета. Данное условие должно соблюдаться в лобовой и боковой плоскости проводника, учитывая перпендикулярное направление действия динамических нагрузок. Для оценки деформаций армировки с дополнительной опорной ветвью достаточно рассмотреть поведение двух характерных точек ветви проводника – в месте соединения проводника и опорной ветви и в середине его пролета. Проведение такого исследования было осуществлено с помощью двух конечно-элементных моделей армировки (рис. 4.10, а, б), учитывающих такие особенности реальной конструкции, как большое число пролетов, анкерное крепление консолей к стенкам ствола, а также основные существующие положения в области проектирования и расчета армировки. Модели включают в себя элементы, входящие в конструкцию реальной армировки: консоли, проводники, опорные ветви, соединения проводника 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 представляют собой стержни балочного типа с 12 степенями свободы. Расстояние между стержнями проводника и ветви по оси y принимается равным соответствующему расстоянию между центральными осями проводника и опорной ветви в реальной конструкции армировки. Расстояние между консолями по оси z соответствует шагу армировки. Моделирование соединений в виде стержневых элементов является упрощенным, однако, учитывая конструктивную сложность этих узлов, такое решение представляется наиболее рациональным. Для передачи особенностей анкерного крепления консолей к стенкам ствола в модель включены опорные плиты, которые жестко связаны с консолями и представлены как конечные элементы типа изгибаемых пластин. 110

Каждая опорная плита имеет шарнирную заделку в четырех узлах, что моделирует соединение опорной плиты с крепью ствола анкерами. С целью учета влияния пролетов армировки, расположенных выше и ниже моделируемого участка конструкции в модель включены четыре шарнирные опоры, которые ограничивают проводник и опорную ветвь по оси z. Исходя из положений Методики расчета жестких армировок [39], модели загружается лобовой (по оси y) или боковой (по оси x) нагрузками, величина которых определяется в зависимости от интенсивности подъема, шага армировки, типа направляющих устройств и других факторов. Модель «а» (рис. 4.10, а) включает пять пролетов проводника армировки 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 напряжений в элементах при действии нагрузок в середине пролета проводника. Модель «б» (рис. 4.10, б) включает шесть пролетов армировки и состоит из 66 узлов. Нагрузки приложены к узлу 19 проводника, расположенному в точке крепления проводника к опорной ветви. Модель позволяет определить деформации, усилия и напряжения при действии нагрузок в середине пролета опорной ветви. Количество пролетов в моделях армировки принято, исходя из условия получения симметрии конструкции относительно точки приложения нагрузок. Равенство деформаций проводника армировки от действия перемещающейся нагрузки будет достигнута при условии:

f17 ( x;y ) ≈ f19 (x;y ) , где f17(x;y) – перемещение узла 17 модели «а» в направлении соответствующих осей от попеременного действия боковой и лобовой нагрузок; f19(x; y) – перемещение узла 19 модели «б» в направлении соответствующих осей от попеременного действия нагрузок. Учитывая требования, предъявляемые к изготовлению коробчатых проводников, отклонение от равенства значений перемещений в соответствующих узлах не должно превышать величину регламентируемых отклонений наружных размеров поперечного сечения проводника от номинальных по длине звена проводника (∆ = ± 2,0 мм) [87]. Величина перемещений в рассматриваемых точках при условии качественного выполнения всех узлов крепления будет определяться жесткостью входящих в армировку элементов: консолей, опорной ветви и проводника. Для получения полной картины поведения конструкции необходимо исследовать особенности влияния деформационных свойств каждого из элементов на общую жесткость конструкции. 111

Рис.4.10. Конечно-элементные модели армировки

Первым этапом исследований стало определение рациональных соотношений профилей проводника и опорной ветви, обеспечивающих постоянную поперечную жесткость армировки. Исходные данные для моделирования и расчета конструкции (табл. 4.2) приняты на основе схемы К1 (к), а величина нагрузок действующих на армировку определена согласно Методике [39]. 112

Таблица 4.2 Исходные данные для моделирования № п/п 1 2 3 4 5

Наименование показателя Длина консоли, мм Сечение консоли (коробчатое из двух уголков), мм Интенсивность подъема, Дж Расчетная лобовая нагрузка Р, Н Расчетная боковая нагрузка N, Н

Значение 1125 170×104×10 4,07⋅106 25821 25821

К узлу 17 модели «а» и узлу 19 модели «б» поочередно прикладывались лобовая и боковая нагрузки. По результатам расчетов определены несколько различных сочетаний профилей проводника и опорной ветви, при которых перемещения соответствующих узлов равны с достаточной степенью точности (табл. 4.3). Выбор делался в пользу сочетаний профилей, дающих наиболее точное равенство деформаций по оси y, так как поперечная жесткость армировки в лобовой плоскости во многом определяет поведение 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 4.3 Оптимальные сочетания профилей проводника и опорной ветви

№ Проводник 1

Коробчатый 160×160×10

Коробчатый 2 160×160×12

3

Коробчатый 180×180×12

Коробчатый 4 200×200×12

Опорная ветвь Труба 140×12 Коробчатый 125×125×10 Труба 146×12 Коробчатый 125×125×12 Труба 159×14 Коробчатый 140×140×12 Труба 168×16 Коробчатый 160×160×10

Отношение моментов инерции

Сочетание профилей (размеры, мм)

Значения перемещений точек проводника от действия соответствующей нагрузки, мм в середине пролета в точке соединения с (узел 17, модель опорной ветвью «а») (узел 19, модель «б») По оси x

По оси y

По оси x

По оси y

2,269

17,23

19,59

15,52

19,81

2,212

16,98

19,49

15,35

19,77

2,285

14,99

17,69

13,84

17,67

2,236

14,86

17,41

13,63

17,70

2,255

10,40

13,07

9,36

13,25

2,253

10,41

13,10

9,37

13,29

2,394

7,74

10,49

7,03

10,65

2,362

7,68

10,56

6,87

10,45

113

На рис. 4.11 представлен пример эпюр перемещений проводника в лобовой и боковой плоскости, построенных для армировки с опорной ветвью при сечении проводника 160×160×10 мм и обычной армировки с проводником сечением 160×160×12 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 синусоиды и имеют ярко выраженные максимумы перемещений в середине каждого пролета (точки 0,5 h и 1,5 h) и минимумы в месте крепления проводника 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 изготовлении проводников.

б)

а)

Рис. 4.11. Эпюры перемещений точек проводника в лобовой и боковой плоскости (значения перемещений даны в миллиметрах)

Вторым этапом исследований стал анализ влияния величины жесткости консолей на деформационные свойства конструкции. Вариации были подвернуты параметры, определяющие жесткость консолей, – длина и размеры поперечного сечения. Длина консольных балок изменялась в пре114

делах 300 мм – 1500 мм, что охватывает размерный ряд консолей безрасстрельных схем армировки с дополнительной опорной ветвью, а размеры поперечных сечений консолей приняты на основе типовых коробчатых профилей расстрелов, применяемых в практике армирования. Геометрические размеры проводника и опорной ветви оставались постоянными и были 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 140×12 мм и коробчатого проводника 160×160×10 мм. Анализ полученных данных показывает, что изменение жесткости консолей в рассмотренных пределах не оказывает существенного влияния на соотношение перемещений в характерных узлах, которое удовлетворяет требуемой точности при любом значении жесткости. Вследствие этого полученные комбинации профилей проводника и опорной ветви (табл. 4.4) могут быть рекомендованы для применения в сочетании с различными конструкциями несущих ярусов армировки. Таблица 4.4 Значения перемещений узлов проводника при различной длине консолей Значения перемещений точек проводника от действия соответствующей нагрузки, мм в точке соединения с в середине пролета опорной ветвью (узел 17, модель «а») (узел 19, модель «б») по оси x по оси y по оси x по оси y

Длина консолей, мм

Размеры поперечного сечения консолей, мм

300

210×135×12

17,21

15,78

15,44

15,71

600

200×125×12

17,34

16,23

15,49

16,17

900

170×104×14

17,36

17,68

15,74

17,65

1200

170×104×12

17,37

19,88

15,97

20,17

1500

170×104×10

17,39

24,03

16,24

24,36

Основными несущими элементами в схемах безрасстрельной армировки с дополнительной опорной ветвью (см. рис. 4.4 – 4.9) являются консольные расстрелы, к которым могут крепиться одна или две нитки проводников. Прочностные свойства консолей определяют область применения всей конструкции армировки. Исследование несущей способности консолей производилось с помощью модели «а» (см. рис. 4.10, а) при одновременном действии лобовой и боковой нагрузок. Также для получения более полной картины напряженно-деформированного состояния армировки модель в каждом пролете дополнительно загружалась нагрузками, учитывающими собственный вес конструкции, направленными по оси z. 115

Для оценки влияния опорной ветви на распределение напряжений в консолях параллельно исследовалась модель «в» (см. рис. 4.10, в), моделирующая конструкцию обычной консольной армировки и состоящая из консолей, проводника и опорных плит. Модель при исследовании загружалась аналогичными нагрузками. Работоспособность армировки определялась путем сравнения полученных напряжений в консолях с максимально допустимыми согласно [39]: [σ]мах = 230 МПа (сталь Ст 3Пс). В табл. 4.5 представлены расчетные величины максимальных напряжений в консолях армировки с дополнительной опорной ветвью и обычной армировки при варьировании интенсивности подъема (сечение консоли 104×170×10 мм). Анализ полученных данных показывает, что величины максимальных напряжений в консолях армировки с дополнительной опорной ветвью меньше допустимых практически во всех рассмотренных условиях эксплуатации. При интенсивности подъема 9⋅106 Дж и длине консольного расстрела 1500 мм следует применять консоль сечением 104×170×12 мм. В целом, для обеспечения дополнительного запаса прочности, консоли длиной более 1200 мм рекомендуется усиливать горизонтальным или вертикальным 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 4.5 Максимальные напряжения в консолях безрасстрельной армировки Максимальные напряжения, МПа Интенсивность подъема, Дж 3⋅106 4⋅106 5⋅106 6⋅106 7⋅106 8⋅106 9⋅106

для армировки с опорной ветвью для обычной армировки (модель «а») (модель «в») при длине консоли, м 0,6 0,9 1,2 1,5 0,6 0,9 1,2 1,5 45 60 73 84 65 89 109 127 58 78 97 111 86 117 145 169 71 97 120 138 106 145 180 210 83 115 143 165 126 173 215 251 96 134 166 192 146 202 251 293 107 152 190 219 167 230 286 334 246* 120 171 213 187 259 322 376 (221)**

Примечания. * – жирным выделены недопустимые значения напряжений; ** – в скобках указаны максимальные значения напряжений при сечении консоли 170×104×12 мм. 116

Параллельно с исследованием прочности консолей оценивалось также напряженно-деформированное состояние проводника и опорной ветви. Расчетные максимальные деформации и напряжения сравнивались с максимально допустимыми ([σ]mах = 230 МПа, [f]mах = 0,045 м) [39]. По результатам исследования была определена рациональная область применения полученных сочетаний профилей проводника и опорной ветви (табл. 4.6). Таблица 4.6 Эффективная область применения полученных сочетаний профилей проводника и опорной ветви № п/п 1 2 3 4

Размеры поперечного сечения проводника 160×160×10 160×160×12 180×180×12 200×200×12

Оптимальная интенсивность подъема в стволе, Дж ≤ 5⋅106 5⋅106 – 6⋅106 6⋅106 – 8⋅106 ≥ 8⋅106

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 армировки. С целью исследования напряженно-деформированного состояния консолей при креплении к ним двух ниток проводников разработана модель «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 лобовыми и боковыми нагрузками, передаваемыми клетью и противовесом, а также нагрузками, учитывающими собственный вес армировки. Исследование проведено для двух характерных типоразмеров конструкции, позволяющих оценить прочность размерного ряда консолей, входящих в схемы 1(к) – 4(к). Учитывая эксплуатационные параметры клетевых стволов, интенсивность подъема изменялась в пределах 3⋅106 – 6⋅106 Дж. В табл. 4.7 приведены результаты такого исследования для консоли сечением 170×104×10 мм, анализ которых показывает, что, при интенсивности подъема 6⋅106 Дж и длине консоли 1500 мм необходимо принимать сечение консоли 170×104×12 мм или включать в конструкцию дополнительный распорный элемент, в остальных рассмотренных случаях необходимая прочность обеспечивается при сечении консольной балки 170×104×10 мм.

117

Таблица 4.7 Максимальные напряжения в консолях при креплении двух ниток проводников Максимальные напряжения, при длине консоли Интенсивность подъема, Дж 3⋅106 4⋅106 5⋅106 6⋅106

1200 мм (расстояние точки крепления проводника противовеса до опорной плиты консоли – 500 мм) 102 134 166 198

1500 мм (700 мм) 124 164 203 * 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 жесткости проводника путем варьирования профилей элементов армировки с дополнительной ветвью и снижении напряжений в консольных несущих элементах от действия нагрузок, благодаря исключению непосредственного контакта консолей и проводника.

4.4. Обоснование деформационных параметров армировки с дополнительной опорной ветвью

Рассмотрим конструкцию консольной армировки, имеющую дополнительную опорную ветвь для обеспечения постоянной поперечной жесткости проводника по глубине ствола. Расчетная схема армировки приведена на рис. 4.12. Консоли представлены как упруго-податливые опоры большой жесткости, проводник и опорная ветвь как неразрезные многопролетные балки.

Рис. 4.12. Расчетная схема армировки с дополнительной опорной ветвью 118

Постоянная жесткость проводника армировки будет достигнута при равенстве жесткости в точке а (середина пролета проводника) и в (точка соединения проводника с опорной ветвью). Найдем жесткость армировки в рассматриваемых точках путем последовательного 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, используемых для крепления несущих элементов армировки, определяются коэффициенты заделки β, δ, γ1, γ2 и γ3 по формулам: в =4

к0 ⋅ Dн 1 ; , 4 ⋅ Е ⋅ Iа м

г1 = 4 ⋅ Е ⋅ I а ⋅ в 3 ⋅ n ,

д=

Н ; м

г3 = 4 ⋅ Е ⋅ I а ⋅ в 2 ⋅ n ,

р ⋅ t 0 ⋅ Dн , Е ⋅ Fа

1 м2

г2 = Е ⋅ Fа ⋅ д ⋅ n ,

; Н ; м

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 – соответственно площадь, м2, и момент инерции поперечного сечения анкера относительно центральной оси, м4; величины Fа и Iа определяются по формулам: – для анкеров, выполненных из толстостенных труб: 2 р ⋅ Dн2   Dв   ⋅ 1 −    ; Fа = 4   Dн    

4 р ⋅ Dн4   Dв    , ⋅ 1 −  Iа = 64   Dн    

здесь Dв – внутренний диаметр анкера, м; – для анкеров выполненных из периодического профиля:

р ⋅ Dн4 Iа = . 64

р ⋅ Dн2 Fа = ; 4 119

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 срл =

3⋅ Е ⋅ I 3 ⋅ Е ⋅ I ⋅ ( yа − Qа ⋅ L1 ) + L13

(4.1)

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 ⋅ cos 2 щ1 2 ,2 ⋅ sin 2 щ1 м ; yа = + , г1 г2 Н

Qа = −

3,1 ⋅ cos щ1 2 ,2 ⋅ L1 , − г3 г2 ⋅ H 2

1 . Н

(4.2)

Боковая жесткость консоли, Н/м, в точке 1 (расчетная схема на рис. 4.13, б) определяется по формуле

срб =

Е⋅I ⋅F

(

Е ⋅ I ⋅ F ⋅ (ц1 ⋅ d + u1 ) + L1 ⋅ d 2 ⋅ F + I

),

(4.3)

где F – площадь поперечного сечения консольной балки, м2; d – плечо приложения боковой силы относительно горизонтальной центральной оси консоли, м; ϕ1 и u1 – упругие деформации узлов крепления, м,

ц1 =

Р⋅d ; kа

u1 =

Р ⋅ L1 , E ⋅ F + L1 ⋅ cа

(4.4)

здесь

са =

г2 ⋅ H 2 , Н ⋅ м; ka = 2 ,2 г1 ⋅ Fa ⋅ д 2,8 ⋅ sin 2 щ1 ⋅ Fa ⋅ д + 8,8 ⋅ cos 2 щ1 ⋅ I a ⋅ в

120

, 3

Н . м

Лобовая и боковая жесткость консоли в точке 2 (рис. 4.13) определяется аналогично, при этом в формулы (4.1) – (4.4), вместо параметра L1 подставляется параметр а1. Лобовая (боковая) жесткость опорной ветви в точке крепления проводника, Н/м, определяется по формуле л(б) соп = е л(б) ⋅ срл(б) ,

где ε – безразмерная функция параметра αоп, определяемая по графику (рис. 4.14). Параметр αоп в боковой и лобовой плоскости л(б) боп =

6 ⋅ Е ⋅ I оп h3 ⋅ срл(б)

,

где Iоп – момент инерции поперечного сечения опорной ветви относительной соответствующей плоскости, м4; h – шаг армировки, м.

ε

αоп Рис. 4.14. График зависимости ε(αоп) в диапазоне αоп = 0÷1,0

Зависимость ε (αоп) получена в результате решения системы уравнений вида

М i − 2α оп + М i −1 (1 − 4α оп ) + М i (4 + 6α оп ) + М i +1 (1 − 4α оп ) + М i + 2α оп = 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). 121

Лобовая (боковая) жесткость проводника в точке а, Н/м, (см. рис. 4.12) определяется по формуле л(б) С ал(б) = жал(б) ⋅ соп ,

где ζа – безразмерная функция параметра αпр, определяемая по графику (рис. 4.14). ζ

αпр Рис. 4.14. Графики зависимостей ζа(αпр) и ζв(αпр) в диапазоне αпр = 0÷1,0

Параметр αпр определяется из выражения л(б) = α пр

6 ⋅ Е ⋅ I 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) Cвл(б) = жвл(б) ⋅ соп ,

где ζв – безразмерная функция, определяемая в зависимости от αпр по графику (рис. 4.14). Функции ζа и ζв 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 параметра αпр = 0,14 ± ∆, где значение отклонения ∆ определяется в зависимости от требований, предъявляемых к точности изготовления конструкции.

122

4.5. Технологические схемы монтажа армировки с дополнительной опорной ветвью 4.5.1. Основные требования и особенности технологии армирования

Технология армирования, определяющая способ и последовательность выполнения работ по установке расстрелов и навеске проводников, должна обеспечивать: – максимально возможное использование оборудования, установленного при проходке ствола; – высокое качество и точность работ; – полную безопасность труда проходчиков; – высокую производительность труда и скорость армирования. В отечественной практике шахтостроения армирование стволов производят, в основном, после окончания их проходки, при этом наибольшее распространение получила последовательная технологическая схема, достоинствами которой являются простота организации работ и высокая безопасность 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 проводников с армировочного полка, в направлении сверху вниз. Причиной, ограничивающей более широкое применение совмещенной схемы, является 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 навеской 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 дополнительной опорной ветви, связывающей ярусы армировки и состоящей из отдельных балок постоянной длины. Монтаж опорной ветви как отдельного элемента армировки может привести к повышению общей трудоемкости армирования, что является неприемлемым. 123

Учитывая данные особенности и передовой опыт армирования стволов, был принят ряд технических решений, позволяющих обеспечить эффективную организацию работ по монтажу армировки [51, 68]: 1. Крепление консолей и расстрелов к крепи ствола производится анкерами, с прижатием опорной плиты к стенке ствола, что достигается либо применением консолей индивидуальной длины, либо использованием консолей составной конструкции. 2. Установка ярусов армировки осуществляется с помощью специальных монтажных шаблонов, обеспечивающих простую организацию работ и высокую точность монтажа. 3. Проводник и опорная ветвь соединяются на поверхности с помощью болтовых соединений в отдельные звенья, которые опускаются в ствол и закрепляются на расстрелах (консолях). Технологию и организацию работ по последовательной и совмещенной 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 осуществляется с помощью специального монтажного шаблона, предназначенного для выведения консолей в проектное положение, их фиксирования во время бурения шпуров и установки анкеров. Конструкция и технология применения монтажного шаблона аналогична описанной ранее в п. 3.5.2. Порядок установки консолей следующий. Полок перемещают на следующий ярус и раскрепляют в сечении ствола. Два монтажных шаблона 1 (рис. 4.15, а), подвешенных на монтажной лебедке, опускают на следующий ярус так, чтобы направляющие хомутов вошли между направляющими проводника на консольных расстрелах последнего установленного яруса, 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 шаблоны. На монтажном шаблоне консольные расстрелы закрепляют при помощи 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. 124

а)

4

3

1 2

Рис. 4.16. Конструкция звена армировки 1 – проводник; 2 – опорная ветвь; 3 – узел соединения проводника и опорной ветви; 4 – узел крепления опорной ветви к расстрелу

б) Рис. 4.15. Технология армирования по последовательной схеме 125

Шпуры под анкеры бурятся через отверстия в опорных плитах консолей. Соосность шпуров выдерживается кондуктором, который перед бурением 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, кондукторов и шаблонов) или специальными установками для комплектного бурения шпуров. В условиях железобетонной (металлобетонной) крепи необходимо применять бурильные установки с кольцевыми сверлами, армированными сверхтвердыми материалами. После завершения бурения проверяют центровку консольного расстрела, 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 пневмосверла. Анкер вводят в отверстие опорной плиты, вдавливают в шпур и включают бурильную машину. После того как ограничительный выступ на переходнике достигает опорной плиты, пневмосверло выключают и отсоединяют от анкера. В зазор между опорной плитой и анкером заводят фигурную шайбу и закручивают болт с установленной на нем шайбой с цилиндрическим выступом. 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 устройства на монтажных шаблонах, консоли освобождаются, и цикл по установке 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 посредством болтовых соединений в отдельные звенья (рис. 4.16). Звено подвешивают на канат подъемной машины с помощью специального прицепного устройства и опускают в ствол. Навеска осуществляется с помощью двух четырехэтажных монтажных люлек 4 (рис. 4.15, б) с размерами в плане 1700×2000 мм и высотой 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, через которые проходчики могут переходить по лестницам с одного этажа на другой.

126

127 Рис. 4.17. График организации работ по установке расстрелов при последовательной схеме армирования

128 4.18. График организации работ по навеске проводников при последовательной схеме армирования

Нижняя часть каждой секции люльки защищена решетчатыми перилами 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 имеет по две серьги, одна из которых служит для навески на прицепное устройство подъемного каната, а другая – на монтажный канат крана люльки. С помощью поворотного крана звено 5 подают к месту установки, после чего соединяют с ранее установленным звеном и закрепляют на консольных 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 расстрелам, с него снимают серьги, освобождают крюк поворотного крана и приступают к навеске следующего звена. График организации работ по установке консолей и навеске проводников 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 простой конструкцией несущих ярусов. Армирование по совмещенной схеме (рис. 4.19) производится в направлении 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 проводников и опорных ветвей, при этом навеска звеньев несколько опережает установку консолей. Цикл начинается с установки консолей очередного яруса. Последовательность работ аналогична монтажу консольных расстрелов по последовательной схеме. К каждому монтажному шаблону 1 прикрепляются и выводятся 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 пропускают в соответствующее отверстие полка 3. После этого с верхнего этажа полка прикрепляют звено к консоли, а со среднего – соединяют устанавливаемое звено с выступающим отрезком опорной ветви предыдущего звена. 129

А

Б

В

Г

Рис. 4.19. Технология армирования по совмещенной схеме 130

131 4.20. График организации работ по навеске проводников при последовательной схеме армирования

С одной позиции полка устанавливают четыре звена, например проводники и опорные ветви клетей и противовесов секторов А и В. Затем полок 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 безрасстрельной 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 Южгипрошахта [91] и альтернативным рядом консольно-распорных схем армировки [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 показателем относительной работоспособности

Р , (4.6) 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 распределения внутренних усилий. В данном случае в качестве критерия работоспособности примем величину максимальных напряжений в консолях и расстрелах Umах, которые в большинстве случаев определяют наступление предельного состояния армировки. Тогда формула (4.6) приобретет вид Pот =

Рот =

1 . М ⋅ U max

Основными показателями, характеризующими монтажные свойства армировки, являются трудоемкость работ и стоимость армирования. Для их определения, а также расчета металлоемкости конструкций, рассматриваемые схемы объединены в 6 групп (табл. 4.8). Для получения наиболее 132

достоверных результатов для всех сравниваемых схем были приняты следующие основные положения: 1. Шаг армировки для схем с коробчатыми проводниками составляет 6000 мм; 2. Крепление всех несущих элементов армировки (консолей, расстрелов) к стенкам ствола осуществляется анкерами. 3. Узел крепления расстрелов (консолей) состоит из четырех анкеров и опорной плиты, геометрические размеры которых принимаются одинаковыми 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 каждой схеме армировки в ценах 1984 г с последующим пересчетом в цены 2004 г. При проведении расчетов рассматривалась только конструкция армировки, без учета других элементов поперечного сечения ствола: лестничных отделений, кабельных конструкций, опорных кронштейнов под трубопроводы и др. Результаты расчета технико-экономических показателей приведены в табл. 4.8. Таблица 4.8 Технико-экономические показатели сравниваемых схем армировки № группы 1

2

3 4 5

6

№ схемы К3 (табл. 3.18) К3б (рис. 3.12) 1(к) (рис. 4.4) К4 (табл. 3.18) К4б (рис. 3.13) 2(к) (рис. 4.5) К5 (табл. 3.18) К5б (рис. 3.14) 3(к) (рис. 4.6) К8 4(к) (рис. 4.7) С2 (табл. 3.19) С2б (рис. 3.18) 1(с) (рис. 4.8) С3 (табл. 3.19) С3б (рис. 3.19) 2(с) (рис. 4.9)

Металлоемкость, т/м 0,708* 0,623 0,759 0,666 0,625 0,799 0,735 0,637 0,761 0,734 0,757 0,928 0,902 1,078 0,952 0,903 1,06

Стоимость, руб/м 5551,39 4873,53 5502,10 5154,35 4888,06 5918,82 5694,83 4974,86 5516,63 5923,42 5493,83 6799,89 6930,82 7845,17 6976,61 6684,95 7391,12

Трудоемкость, чел⋅ч/м 17,33 15,82 13,22 16,23 15,91 15,90 17,82 16,34 13,29 20,17 13,18 15,37 19,17 18,29 17,01 16,77 13,63

Примечание: * – металлоемкость армировки определена без учета массы анкеров и узлов крепления проводников. 133

Анализ полученных данных показывает, что средняя металлоемкость схем армировки с дополнительной опорной ветвью больше металлоемкости армировки Южгипрошахта на 9%, металлоемкости консольнораспорных схем – на 17%. В тоже время показатель относительной работоспособности, определенный на основе данных табл. 4.5, у армировки с опорной ветвью в среднем 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 схемы 1(к), 3(к) и 4(к) экономичнее аналогичных многорасстрельных схем. Средняя трудоемкость монтажа армировки с опорной ветвью благодаря 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 эффективности 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 заармированного вертикального ствола при типовой многорасстрельной и консольной конструкции ярусов [18]. Таблица 4.9 Сравнительные данные о расходе электроэнергии на проветривание стволов Диаметр ствола, м 6,0 7,0 8,0

Схема армировки Многорасстрельная Консольная Многорасстрельная Консольная Многорасстрельная Консольная

Годовой расход электроэнергии, тыс. кВт·ч/м при количестве подаваемого воздуха, м3/с 100 150 200 250 300 350 400 0,60 2,03 4,80 8,38 16,20 25,73 38,41 0,15 0,51 1,20 2,35 4,05 6,43 9,60 0,28 0,94 2,22 4,34 7,50 11,91 17,77 0,07 0,24 0,56 1,09 1,88 2,98 4,44 0,14 0,48 1,14 2,23 3,85 6,11 9,11 0,04 0,12 0,28 0,56 0,96 1,53 2,28

На основе данных табл. 4.9 был проведен сравнительный расчет эффективности 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 проветривании шахты в течении 0,22 – 0,47 года, в зависимости от объема подаваемого по стволу воздуха.

134

5. АРМИРОВАНИЕ СТВОЛОВ В СЛОЖНЫХ ГОРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ 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 состояние 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 обводненного массива пород вследствие его осушения, влияние очистных работ, пересечение стволом зон старых горных работ и геологических нарушений, влияние сопряжений стволов с околоствольными выработками и камерами и др. (рис. 5.1). В результате обследования глубоких вертикальных стволов, выполненного 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 пологого 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 остаточного опорного давления у старых очистных выработок. В этих случаях крепь испытывает вертикальные знакопеременные деформации, которые приводят к изменению расстояния между ярусами армировки и искривлению 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 пласта l7н , при оконтуривании предохранительного целика в нижележащих пластах. 135

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 падения является их искривление вследствие процесса сдвижения и его активизации 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 вызывают разрушение крепи с образованием заколов и вывалов и сопровождаются изгибом расстрелов. Ствол «Мария» шахты «Комсомолец» ПО «Артемуголь» диаметром в свету 5,1 м закреплен бетоном толщиной 500 мм [23, 79]. Армировка металлическая, шаг армировки – 3126 мм, расстрелы из двутавра № 30с, проводники рельсовые. В районе ствола падение пород крутое, под углом 55 – 65°, характерное для Центрального района Донбасса. Ствол подвержен влиянию очистных работ на различных участках вследствие подработки, надработки, опорного давления.

136

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 менее 100 мм. Нарушена заделка расстрелов. Крепь и армировка в крайне неудовлетворительном состоянии. В практике встречаются случаи, когда армировка подвергается деформациям 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 насколько армировка чувствительна к деформациям крепи, и свидетельствует 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 выработками на глубоких горизонтах шахт Центрального Донбасса, проведенное ВНИМИ, позволило установить, что около 35% обследованных сопряжений имели различной степени повреждения крепи и армировки [33, 96]. Так, например, в столе № 2 шахты им. К.Е. Ворошилова ПО «Артемуголь» в результате деформаций околоствольного массива произошли заколы крепи сопряжений ствола с выработками гор. -720 и -830 м [30]. Армировка имела существенные нарушения. В результате сжатия ствола произошел 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 водопонижению является эксплуатация вертикальных стволов центральной группы рудников Запорожского железорудного комбината (ЗЖРК) [11, 12, 40, 41, 43]. Стволы пройдены в слабых неоднородных водонасыщенных 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 массива, которые вызвали нарушения крепи и армировки стволов. Горизонтальные отклонения расстрелов и проводников от вертикали по отдельным ярусам составили около 150 мм в западном направлении и около 80 мм – в северном. 137

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, фактического осмотра нарушенных стволов в период 1990 – 2003 гг. были выявлены основные причины нарушений крепи и армировки вертикальных стволов. Характеристика причин повреждений и степень их влияния в нарушении крепи и армировки вертикальных стволов по основным угольным бассейнам представлены в табл. 5.1. Таблица 5.1 Основные причины и степень их влияния в нарушении крепи и армировки вертикальных стволов

Группа

Основные причины нарушения крепи и армировки вертикальных стволов

Украинский Донбасс

Российский Донбасс

ИТОГО по Донбассу

Кузбасс

Кизеловский бассейн

Челябинский бассейн

Печорский бассейн

Степень влияния причин в нарушении крепи и армировки вертикальных стволов, %

1

Влияние очистных работ вследствие недостаточных размеров предохранительных целиков, их частичной выемки

35

–

30

11

44

43

–

2

Повышенное давление пород на крепь ствола в местах сопряжений с примыкающими выработками вследствие ослабления массива сетью околоствольных выработок

36

–

31

–

28

27

41

3

Неблагоприятные условия в зонах геологических нарушений и пересечения старых горных работ

11

–

10

–

18

6

13

4

Агрессивное воздействие подземных вод на крепь и армировку

10

85

20

80

3

20

23

5

Прочие причины (нарушение технологии возведения крепи, армировки и пр.)

8

15

9

9

7

4

23

138

В большинстве случаев нарушения крепи и армировки стволов происходят при влиянии одновременно нескольких причин. Из данных табл. 5.1 следует, что основными из них являются влияние очистных работ и приствольных выработок, а также неблагоприятные условия в зонах пересечения 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 существуют 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. Эксплуатационные причины связаны с использованием выработки, разработкой полезных ископаемых, способами охраны и др. В табл. 5.2 сведены результаты обобщения данных о характере и величинах нарушений крепи и армировки на участках стволов, эксплуатируемых в различных горно-геологических и горнотехнических условиях. Таблица 5.2 Характер нарушений крепи и армировки вертикальных стволов Горно-геологические и горнотехнические условия

Характер нарушений крепи и армировки

Неустойчивые обводненные породы

Горизонтальные смещения: – крепи: 25 – 418 мм; – армировки: 20 – 150 мм Вертикальные смещения армировки: – до 150 мм

Влияние очистных работ

Изменение диаметра ствола, наклон, сдвиги поперечных сечений. Прогиб расстрелов – до 150 мм. Смещения проводников: – горизонтальные: 10 – 130 мм – вертикальные: 30 – 50 мм

Пересечение старых горных работ и геологических нарушений

Сдвиги поперечных сечений при срезывании – до 500 мм

Влияние приствольных выработок

Нарушение крепи: заколы и трещины. Деформации крепи: – горизонтальные: 2 – 350 мм – вертикальные: 6 – 70 мм Искривления проводников до 130-150 мм.

139

Анализ данных, представленных в табл. 5.2, показывает, что величины деформаций крепи стволов достигают 500 мм, а армировки – до 150 мм. Необходимо отметить, что на участках пересечения стволом зон старых горных работ и геологических нарушений, в районах сопряжений потеря его нормального эксплуатационного состояния часто происходит при расчленении стакана крепи на крупные блоки. Но при этом армировка теряет свою работоспособность. В табл. 5.3 приведены данные о размерах нарушенных участков стволов, эксплуатирующихся в различных горно-геологических условиях, и удельных долях каждого размера в общем объеме совокупности данных. Таблица 5.3

Группа

Данные о размерах нарушенных участков стволов Основные причины нарушения крепи и армировки вертикальных стволов

Размеры нарушенного участка, м

Удельный вес в общем объеме совокупности данных для каждой группы причин нарушений, %

1

Влияние очистных работ вследствие недостаточных размеров предохранительных целиков, их частичной выемки

до 10 10 – 30 30 – 100 более 100

13 65 15 7

2

Повышенное давление пород на крепь ствола в местах сопряжений с примыкающими выработками вследствие ослабления массива сетью околоствольных выработок

до 10 10 – 30 более 30

12 78 10

3

Неблагоприятные условия в зонах геологических нарушений и пересечения старых горных работ

до 10 10 – 30 более 30

15 72 13

4

Агрессивное воздействие подземных вод на крепь и армировку

до 10 10 – 30 более 30

24 74 2

5

Прочие причины (нарушение технологии возведения крепи, армировки и пр.)

до 10 10 – 30 более 30

27 68 5

Анализ данных, представленных в табл. 5.3, показал, что 70% нарушенных участков стволов по различным причинам имеют размеры в пределах 10 – 30 м. Поэтому в дальнейшем рассматриваем нарушенные участки высотой до 30 м. 140

5.1.3. Анализ известных способов защиты жесткой армировки вертикальных стволов от проявлений горного давления

Для защиты стволов от проявлений горного давления наряду с другими (горными, горно-технологическими, технологическими и др.) используются конструктивные меры защиты [79]. В литературе [1, 22, 29, 37, 38] приведены предложения по конструктивному приспособлению крепи, часть из которых применялась на практике. Сюда относятся разного рода податливые прокладки, узлы податливости, заполненные вязким материалом, скользящие битумные оболочки, податливые костровые зоны и т.д. Указанные мероприятия не обеспечивают нормальную эксплуатацию стволов в случаях, когда фактические деформации превышают предусмотренные проектом, векторы возникающих усилий не совпадают с осью регулируемости податливой конструкции, крепь теряет устойчивость и др. Нормами [10, 93] рекомендуются меры защиты армировки от вертикальных и горизонтальных деформаций, основным направлением которых является обеспечение армировки вертикальной осевой и радиальной податливостью. Осевая податливость предусматривается в случае вертикального укорочения или удлинения стволов и их искривлении, так как при этом происходит либо изгиб проводников, либо разрыв их в местах стыковки. Для компенсации осевых деформаций до 3 мм и относительно равномерном распределении их на нарушенном участке ствола нормами [10] рекомендуется установка на стыках проводников прокладок из податливых материалов (транспортерная лента, полимеры и др.), или вкладышей из отрезков рельсов, которые устанавливаются между стыкуемыми проводниками против расстрела, либо выше или ниже у расстрела. Крепление стыкуемых проводников 2 и вкладыша 3 против расстрела производится специальными скобами (схватками) 1 и стяжными скобами Бриара (рис. 5.2, а). Аналогичное крепление рельсового вкладыша производится выше или ниже 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 заключается в сжатии податливых элементов: резиновых прокладок и тарельчатых пружин [12, 31]. С целью обеспечения податливости армировки в радиальном направлении нормами рекомендуется установка конструкций с регулируемым креплением расстрелов и проводников.

141

1 2

Узел Г (1:5)

Г

3

1

А

А 2

Д

Б 3

Б

Д

6

В 4

5

Д–Д

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 М24; 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 принимаются в зависимости от характера и величин деформаций крепи, конструкции крепи и армировки. Основные варианты конструкций регулируемого крепления расстрелов представлены на рис. 5.3, а проводников – на рис. 5.4 – 5.6. 142

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 143

Рис. 5.5. Конструкция регулируемого крепления проводников на коробчатых расстрелах

Рис. 5.6. Конструкция регулируемого крепления проводников на полке расстрела при помощи передвижной лежки 144

Обобщенные данные о конструктивных способах защиты крепи и армировки от проявлений горного давления в различных горно-геологических условиях представлены в табл. 5.4.

Зона (см. рис. 5.1)

Таблица 5.4 Способы защиты крепи и армировки вертикальных стволов

I

II

III

IV

Горно-геологические и горнотехнические условия

Неустойчивые обводненные породы

Влияние очистных работ

Пересечение старых горных работ и геологических нарушений

Влияние приствольных выработок

Характер нарушений крепи и армировки

Способы защиты крепи и армировки

Горизонтальные смещения: – крепи: 25 – 130 мм; – армировки: 20 – 150 мм Вертикальные смещения армировки: – до 150 мм

Установка компенсаторов горизонтальных и вертикальных деформаций армировки, устройство осадочных швов в крепи

Деформации более 150 мм Нарушения устойчивости крепи

Перекрепление и переармирование нарушенного участка

Изменение диаметра ствола, наклон, сдвиги поперечных сечений. Прогиб расстрелов – до 150 мм. Смещения проводников: – горизонтальные 10 – 130 мм; – вертикальные 30 – 50 мм

Узлы податливости в крепи; регулируемое крепление расстрелов и проводников

Деформации более 150 мм Нарушения устойчивости крепи

Перекрепление и переармирование нарушенного участка

Сдвиги поперечных сечений при срезывании – до 150 мм

Устройство деформационных швов, податливых оболочек

Деформации более 150 мм Нарушения устойчивости крепи

Перекрепление и переармирование нарушенного участка

Нарушение крепи: – заколы и трещины. Деформации крепи: – горизонтальные 2 – 35 мм – вертикальные: 6 – 70 мм Искривления проводников: до 130 –150 мм. Деформации более 150 мм Нарушения устойчивости крепи

145

Устройство осадочных швов; регулируемое крепление расстрелов и проводников

Перекрепление и переармирование нарушенного участка

Другим направлением защиты армировки вертикальных стволов является рациональный выбор схемы армировки, которая должна учитывать возникающее в процессе проходки ствола и эксплуатации месторождения перераспределение напряжений в горном массиве и прогнозируемое преобладающее направление горизонтальных и вертикальных деформаций породного контура и крепи ствола [109]. Такой схемой, наиболее предпочтительной с точки зрения защиты армировки является консольная схема армировки с боковым односторонним расположением проводников. При этом продольные оси консолей должны проектироваться в направлении ожидаемых сдвижений поперечного сечения 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 регулировки, что крайне затруднительно в условиях эксплуатируемого ствола; – не обеспечивается надежная защита армировки в случаях, если возникающие деформации превышают пределы регулируемости, предусмотренные 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 решения и технологии армирования вертикальных стволов, обеспечивающих безремонтную эксплуатацию армировки в условиях деформирующегося породного массива. Обеспечение работоспособности армировки на участке деформирующегося породного массива достигается применением пространственных 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 безаварийную работу подъемных установок в условиях деформирующейся крепи стволов, которая не может служить опорой для обычной армировки.

146

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. Армировка рассматривается на протяженных участках стволов и в сопряжениях с конечными горизонтами. В горнодобывающей промышленности проектирование и строительство вертикальных стволов осуществляется в соответствии с нормативными 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 (скиповые стволы). Авторами исследован типовой ряд схем сечений и армировки вертикальных стволов с жесткими проводниками, разработанный Южгипрошахтом [91]. В качестве стандартизированных подъемных сосудов принимаются 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 последовательной или совмещенной схемам армирования. Элементы армировки изготовляются из рекомендуемых прокатных профилей [2, 39], обеспечивающих коррозионную стойкость. Элементы армировки и отдельные узлы должны иметь габариты, позволяющие их транспортировку через проемы нулевой рамы и проходческого 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 зависимости от интенсивности работы подъема и протяженности (высоты) участка в двух исполнениях: в виде плоскопараллельных рам или пространственных конструкций. 147

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. Расположение промежуточных расстрелов совпадает с расположением расстрелов 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 технические 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 148

Таблица 5.5 Принципиальные схемы пространственных конструкций армировки в сравнении со схемами типового ряда клетевых стволов № схемы

Типовая схема

№ схемы

К-1

К-1п

К-2

К-2п

К-3

К-3п

К-4

К-4п

К-5

К-5п

Предлагаемая схема

Примечание. – плоскопараллельные рамы; – дополнительные связи в пространственных конструкциях 149

Таблица 5.6 Принципиальные схемы пространственных конструкций армировки в сравнении со схемами типового ряда скиповых стволов № схемы

Типовая схема

№ схемы

С-1

С-1п

С-2

С-2п

С-3

С-3п

Предлагаемая схема

Примечание. – плоскопараллельные рамы; – дополнительные связи в пространственных конструкциях

Разработанный применительно к типовому ряду схем жесткой армировки ряд принципиальных схем конструкций армировки с опиранием вне зоны деформирующегося породного массива позволяет проектировать армировку на любых проблемных участках клетевых и скиповых стволов, где другие способы защиты армировки невозможны или малоэффективны.

150

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 массива путем устройства пространственных конструкций с опиранием вне зоны нарушения. Согласно [54], одним из важнейших требований, предъявляемых к армировке, является обеспечение стабильности (динамической устойчивости) движения подъемных сосудов, а основными ограничением является величина прогиба в точках крепления проводников к расстрелам. Конструктивные параметры схем армировки, разработанных в п. 5.2 обусловлены требованиями прочности, жесткости, общей и местной устойчивости. Для определения основных геометрических параметров и области применения разработанных конструкций установим закономерность изменения величины прогиба среднего яруса пространственной конструкции армировки в зависимости от ее высоты, типоразмера и скорости движения подъемного сосуда. Исследование напряженно-деформированного состояния (НДС) армировки выполним на примере пространственной конструкции, 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 конструктивных решений (п. 5.2), принята следующая расчетная схема (рис. 5.8). Узел соединения опорных расстрелов 1 с крепью ствола 2 моделируем шаровым шарниром. Согласно исследованиям, выполненным во ВНИИГМ им. М.М. Федорова [14], осуществить полное защемление практически невозможно. В реальных конструкциях армировки возможно только частичное защемление: среднее между полным защемлением и шарнирным опиранием. Кроме того, предположение о шарнирном опирании концов расстрелов позволяет проектировать армировку с определенным запасом прочности. Соединения проводников 3 с расРис. 5.8. Расчетная схема стрелами 1 и 5 считаем жесткими и вер151

тикальных стоек 4 с расстрелами 1 – шарнирными, а с расстрелами 5 – жесткими. Связь конструкции с регулярной армировкой моделируется консолями 6 с шарнирными опираниями по концам. Так как нагрузки от движущегося подъемного сосуда передаются на головку рельса, то в расчетной схеме соединение проводников и расстрелов моделируется жесткой вставкой 7, длина которой равна высоте рельса. Типы поперечных сечений элементов назначены, исходя из условий технологичности монтажа конструкции. Опорные и промежуточные расстрелы выполняются из двутавровых балок, рекомендуемых «Методикой...» [39]. Вертикальные стойки – из толстостенных труб. В качестве проводников применяются железнодорожные рельсы типа Р50. Собственный 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 одно- и двухэтажные клети, предназначенные для схем армировки с односторонним расположением проводников (табл. 5.7). Таблица 5.7 Характеристика клетей Типоразмер клети 1НОВ255-3.2 1НОВ360-6.0 1НОВ400-9.0 1НОВ520-15.0 2НОВ360-11.5 2НОВ400-15.0 2НОВ520-15.0

Масса порожней клети, кг 2800 4000 6000 8990 7900 9990 12240

Тип и масса груженой вагонетки, кг ВГ-1.4 3625 ВГ-2.5 6300 ВД-3.3 9120 ВД-5.6 14500 ВГ-2.5 6300 ВД-3.3 9120 ВД-5.6 14500

Масса груженой клети, кг 6425 10300 15120 23490 20500 28230 41240

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 конечных элементов (МКЭ) [9]. Как известно, метод конечных элементов дает приближенное решение задачи об определении НДС конструкций. Однако в данной (рамной) системе все конечные элементы являются элементами стержневого типа, для которых выражения аппроксимирующих функций задаются точно (в рамках технической теории изгиба), и, следовательно, решение получается точным. НДС конструкции описываем конечно-элементной моделью

r r R⋅Z = F ,

r

где R (n, n) – матрица rжесткости конструкции; Z (n) – вектор обобщенных перемещений узлов; F – вектор внешних силовых воздействий, n – число степеней свободы. 152

Элементы матрицы жесткости конструкции вычисляются суммированием элементов матриц жесткости отдельных конечных элементов. Условие равновесия конечного элемента составляется на основании принципа возможных перемещений

r

(δ nr )T S − ∫ (δ εr )T σr dV = 0 ,

(5.1)

V

r r где n и S – векторы узловых перемещений и реакции узлов конечного элемента; векторы относительных деформаций и напряжений в произвольной точке конечного элемента; V – объем конечного элемента; Т – индекс транспонирования. r r Размерность векторов n и rS обусловлена числом степеней свободы r конечного элемента, а векторов ε и σ – типом конечного элемента и принятой технической теорией. Так конечный элемент пространственной рамной конструкции в рамках технической теории изгиба имеет 12 степеней свободы r r (три линейных и три угловых смещения в каждом узле), а векторы ε и σ имеют вид

ε = [ε z γ xz γ yz ]T ;

σ = [σ zτ xzτ yz ]T .

r

Полагаем, что

r

r

r

r

r

r

ε = DΦU = BU ;

σ = Eε ,

(5.2)

где D – дифференциальный матричный оператор, вид которого зависит от типа конечного элемента; Φ – так называемая матрица функций формы; Е – матрица упругости материала. Подставляя соотношения (5.2) в уравнение равновесия (5.1) и учитыr r вая, что δε = ВδU , имеем

r

(δU )T  S − ∫ B T EBUdV  = 0 . 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 конечного элемента. Расчет конструкции по МКЭ предполагает обработку большого объема числовой информации. Поэтому реализация алгоритмов МКЭ возможна 153

только с использованием ЭВМ. В настоящей работе конечно-элементный анализ работы пространственной конструкции армировки в виде плоской рамы выполняем с использованием вычислительного комплекса (ВК) «Зенит». Исходная информация представляется в виде набора числовых массивов, характеризующих геометрию и топологию конструкции; физикомеханические свойства материала; геометрические характеристики поперечных сечений элементов; внешние нагрузки; кинематические, в том числе опорные, связи. Результатом расчетов являются внутренние усилия в элементах и перемещения узлов конструкции. Расчет НДС конструкции начинается с назначения типов и числа конечных элементов, представления расчетной схемы в виде конечноэлементной модели. Порядок разработки конечно-элементной модели аналогичен описанному ранее (см. п. 3.3). Конечно-элементная модель исследуемой конструкции (рис. 5.9) представляет собой систему стержневых элементов, ориентация которых задана в глобальной правой декартовой системе координат. Расчет прогиба среднего яруса пространственной конструкции произведен 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 яруса конструкции армировки в виде плоской рамы по условию прочности – [ С ] ≤ 0,015 м. Результаты расчетов представлены в табл. 5.8.

Рис. 5.9. Конечно-элементная модель пространственной конструкции армировки

154

Таблица 5.8 Значения величин прогибов среднего яруса пространственной конструкции армировки Типоразмер клети 1

1НОВ255-3.2

1НОВ360-6.0

1НОВ400-9.0

Скорость движения клети 2 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Значения величин прогибов среднего яруса пространственной конструкции армировки при ее высоте, м 12,50

18,75

25,00

31,25

3

4

5

6

0 0,00003 0,00012 0,00028 0,00049 0,00077 0,0011 0,0015 0,002 0,0025 0,0031 0,0038 0,0045 0 0,00005 0,0002 0,00045 0,0008 0,0013 0,0018 0,0025 0,0032 0,0041 0,005 0,0061 0,0069 0 0,000074 0,0003 0,00067 0,0012 0,0019 0,0027 0,0036 0,0048 0,006 0,0074 0,009 0,011

155

0 0,000059 0,00023 0,00053 0,00093 0,0015 0,0021 0,0029 0,0037 0,0047 0,0058 0,0071 0,0084 0 0,0001 0,00038 0,00084 0,0015 0,0023 0,0038 0,0046 0,006 0,0076 0,0094 0,011 0,014 0 0,00014 0,00055 0,0013 0,0022 0,0035 0,005 0,0068 0,0089 0,011 0,014 0,017 0,02

0 0,000094 0,00038 0,00085 0,0015 0,0024 0,0034 0,0046 0,006 0,0076 0,0094 0,011 0,014 0 0,00015 0,0006 0,0014 0,0024 0,0038 0,0054 0,0074 0,01 0,012 0,015 0,018 0,022 0 0,00022 0,00089 0,002 0,0036 0,0056 0,008 0,011 0,014 0,018 0,022 0,027 0,032

0 0,00017 0,00079 0,0018 0,0033 0,0051 0,0074 0,01 0,013 0,017 0,021 0,025 0,03 0 0,0003 0,0013 0,0029 0,0053 0,0082 0,012 0,016 0,021 0,027 0,033 0,04 0,048 0 0,00045 0.0019 0,0044 0,0078 0,012 0,018 0,024 0,031 0,04 0,049 0,059 0,07

Продолжение табл. 5.8 1

1НОВ520-15.0

2НОВ360-11.5

2НОВ400-15.0

2НОВ520-15.0

2 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

3

4

0 0,00011 0,00046 0,001 0,0018 0,0029 0,0041 0,0056 0,0074 0,0093 0,012 0,014 0,017 0 0,000029 0,0004 0,0009 0,0016 0,0025 0,0036 0,0049 0,0064 0,0081 0,001 0,012 0,014 0 0,00014 0,00055 0,0012 0,0022 0,0034 0,0049 0,0067 0,0088 0,011 0,014 0,017 0,02 0 0,0002 0,0008 0,0018 0,0032 0,005 0,0072 0,0099 0,013 0,016 0,02 0,024 0,029

156

0 0,00021 0,00086 0,0019 0,0034 0,0054 0,0077 0,011 0,014 0,017 0,021 0,026 0,031 0 0,00019 0,00074 0,0017 0,003 0,0046 0,0067 0,009 0,012 0,015 0,019 0,023 0,027 0 0,00026 0,001 0,0023 0,0041 0,0064 0,0092 0,013 0,016 0,021 0,026 0,031 0,037 0 0,00038 0,0015 0,0034 0,006 0,0094 0,014 0,018 0,024 0,03 0,038 0,045 0,054

5 0 0,00035 0,0014 0,0031 0,0055 0.0086 0,012 0,017 0,022 0,028 0,035 0,042 0,05 0 0,0003 0,0012 0,0027 0,0048 0,0075 0,011 0,015 0,019 0,024 0,03 0,036 0.043 0 0,00041 0,0017 0,0037 0,0066 0,01 0,015 0,02 0,026 0,033 0,041 0,05 0,059 0 0,0006 0,0024 0,0054 0,0097 0,015 0,022 0,03 0,039 0,049 0,06 0,073 0,09

6 0 0,00072 0,003 0,0068 0,012 0,019 0,027 0,037 0,048 0,061 0,076 0,091 0,11 0 0,00062 0,0026 0,0059 0,0076 0,016 0,024 0,032 0,042 0,053 0,066 0,079 0,094 0 0,00087 0,0036 0,0081 0,014 0,023 0,033 0,044 0,058 0,073 0,09 0,11 0,13 0 0,0013 0,0053 0,012 0,021 0,033 0,048 0,065 0,085 0,11 0,13 0,16 0,19

Для полученных значений величин прогибов среднего яруса пространственной конструкции армировки, представленных в табл. 5.8, подобраны аппроксимирующие выражения зависимости величины прогибов конструкции С от скорости движения клетей V и высоты конструкции армировки Н, т.е. С = f (V, H) (табл. 5.9). Таблица 5.9 Результаты аппроксимации зависимости С = f (V, H) Типоразмер клети 1НОВ520-15.0 1НОВ400-9.0 1НОВ360-6.0 1НОВ255-3.2 2НОВ520-15.0 2НОВ400-15.0 2НОВ360-11.5

Выражение, определяющее максимальный прогиб проводника от движущейся клети

C = 0,059 – 0,009V – 0,005H + 9,983⋅10-5H2, C = 0,027 – 0,006V – 0,003H + 6,474⋅10-5H2, C = 0,025 – 0,004V – 0,002H + 4,33⋅10-5H2, C = 0,015 – 0,002V – 0,001H + 9,961⋅10-5V2 + 2,736⋅10-5H2, C = 0,102 – 0,015V – 0,009H + 0,001V2 + 0,001VH, C = 0,07 – 0,01V – 0,006H, C = 0,037 – 0,008V – 0,004H + 8,001⋅10-5H2

Минимальный коэффициент корреляции полученных выражений составил R = 0,84, т.е. между величиной прогиба, скоростью движения клетей и высотой пространственной конструкции армировки существует тесная связь, близкая к функциональной. Т.о. доказано, что величина прогиба среднего яруса конструкции описывается 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 проектированию и монтажу жесткой армировки вертикальных стволов шахт и рудников» [54] применительно к пространственной конструкции армировки, отличительной особенностью которой является опирание расстрелов на вертикальные стойки, обладающие податливостью. Методика расчета изложена на примере типовой схемы армировки вертикального ствола К2 [91].

157

5.4.1. Постановка задачи

Рассматривается статически неопределимая задача о расчете на прочность и перемещения стержневой системы, состоящей из горизонтальных (расстрелы) и вертикальных (проводники и стойки) балок. Активная нагрузка вызывается движущимся с постоянной тахограммной скоростью V подъемным сосудом. В качестве параметров, определяющих действие активной нагрузки, выступают масса порожнего mc и груженого подъемного сосуда m и высота подъема H = Vt, где t – время подъема. При этом величина активной нагрузки равна mcg или mg соответственно. Под действием этой силы в частях системы (проводниках, стойках и расстрелах) возникают растягивающие и сжимающие усилия, а также изгибающие моменты. При этом, если в данный момент подъемный сосуд поднимается по проводнику j, то на этот проводник действует как активная сила – вес сосуда, так и реакции соседних с ним проводников и расстрелов. Если проводник не подвержен напрямую действию веса подъемного сосуда, то нагрузки, действующие на него, носят реактивный характер, то есть вызваны только реакциями соседних проводников и расстрелов. То же самое можно сказать и о расстреле. Характер этих реакций определяется взаимным расположением и закреплением расстрелов и проводников. В данном случае выбирается расчетная схема, основанная на боковом одностороннем расположении проводников (рис. 5.10).

2

Y

1

3

X

Рис. 5.10. Схема взаимного расположения проводников и подъемного сосуда: 1, 2 – проводники; 3 – подъемный сосуд

Исходная система (рис. 5.11) состоит из расстрелов, проводников 1 и 2 и вертикальных стоек A и B, причем два опорных расстрела (верхний и нижний) опираются на крепь ствола и крепятся в лунках. Вводятся две системы координат: неподвижная система OXYZ, и подвижная система O1X1Y1Z1, связанная с подъемным сосудом. Буквами i, j, k обозначены расстрелы, лежащие в горизонтальных плоскостях. 158

Предполагается, что сечение расстрелов – двутавр одного из типоразмеров: 24М, 30М, 36М. Сечение проводника – рельсовый профиль одного из типоразмеров: Р43, Р50 или Р65. Вертикальная стойка в сечении представляет собой кольцо с заданными внешним (d1 = 140 мм) и внутренним (116 ≤ d2 ≤ 124 мм) диаметрами. Вся конструкция через опорные расстрелы опирается на крепь ствола. Длина опорного расстрела L1p = 5,75 м, длина промежуточного расстрела

2

Lp

= 4,75 м. Тогда расстояние между стойками

также равно 4,75 м. Расстояние между проводниками 1 и 2 полагается равным 2,5 м. Тогда расстояние от проводника до стойки равно 1,125 м. Z B

A

i Z1

подъемный сосуд

j О1 ⊗

Y1

X1

k

О

0

1

2

3 X

⊗

Y

Рис. 5.11. Схема вертикального расположения исходной системы

Нагрузки Py, действующие по оси Y, являются лобовыми, нагрузки Px, действующие по оси X – боковыми. Кроме лобовых нагрузок, в сечениях проводника возникают соответствующие изгибающие моменты My и Mx. Задача расчета решается в квазистатической постановке. Это связано с тем, что точка приложения активной силы и активного момента, действующих на проводник, меняется в процессе движения сосуда. По159

этому для учета динамического характера задачи вводится поправочный коэффициент, связывающий действительную mV2 и расчетную (mV2)расч интенсивности подъема: (mV 2)расч = (mV 2)Kрасч. Согласно [39, 54], этот поправочный коэффициент равен 12 и 6 для рельсовых и коробчатых проводников соответственно. Расчет состоит из двух этапов: расчет конструкции, основанный на определении напряженно-деформированного состоянии под действием только собственного веса и расчет конструкции, основанный на учете действия внешней нагрузки без учета собственного веса элементов армировки. Полученные упругие напряженно-деформируемые состояния суммируются. Проверка прочности проводится по двум условиям: по предельным состояниям первой группы из условия прочности элементов армировки и по предельным состояниям второй группы из условия ограничения прогибов проводников. Первое условие основано на вычислении напряжений в конструкциях, работающих на внецентренное сжатие и изгиб. Второе условие основано на интегрировании дифференциального уравнения изгиба упругой балки. Вся система симметрична относительно оси Z. 5.4.2. Определение параметров жесткости

Лобовая жесткость Ср у несущего расстрела в месте крепления к нему стойки определяется, согласно [39, 54], по формуле

СрАу =

2

δ 00 − δ 01 x1 −δ 02x2 − δ 03 x3

+ 8 EI , h3

где 0 соответствует точке крепления левой вертикальной стойки; 1 и 2 – точки крепления проводников; 3 – точка крепления правой стойки. Параметры δ0j определяют поперечные перемещения несущего расстрела в точке крепления левой стойки А, приложенной в точке j = 1 ... 3. Величины x1, x2, x3 определяются из системы уравнений с симметричной матрицей коэффициентов δij, определяемых по формулам:

δ ij =

(

)

ai ( L − a j )[ L2 − ai2 − L − a j 2 ] 6 EI pz L

, i ≠ j;

a 2j ( L − a j ) 2 δ ij = ,i=j 3 EI pz L где Ipz – момент инерции сечения расстрела относительно оси, перпендикулярной сечению расстрела, который определяется типоразмером двутав160

ровой балки; L – длина расстрельной балки; аi и аj – расстояния от конца расстрела до места крепления i-й или j-й связи на расстреле. Предполагается, что вертикальные стойки тоже рассматриваются как дополнительные связи типа проводник. Податливость j-й связи типа проводник определяется по формуле

Сj =

8 EI прх h3

,

где h – шаг армировки, м. При этом момент инерции рельсового проводника задается его типоразмером сечения, а момент инерции вертикальной стойки:

I стх= вид

π (d14 − d 24 ) 64

.

Система уравнений для определения коэффициентов x1, x2, x3 имеет

( ∆1 + δ 11 ) х1 + δ 12 х2 + δ 13 х3 = δ 10 ;  δ 21 х1 + ( ∆2 + δ 22 ) х2 + δ 23 х3 ; δ х + δ х + ( ∆ + δ ) х . 32 2 3 33 3  31 1

(5.4)

Как уже отмечалось, матрица этой системы симметрична. Для ее решения в программе эта матрица приводится к такому виду, что коэффициенты при x1 во 2-м и 3-м уравнениях обнуляются. Затем из новой системы выделяется система 2-х уравнений относительно x2 и x3, которая решается методом Крамера. Из полученных значений x2 и x3 на основании первого уравнения системы (5.4) определяется неизвестное x1. Лобовая жесткость расстрела в месте крепления проводника 1 определяется формулой

С р1 у =

2 . δ 00 − δ 01 х1

При определении боковой жесткости C p х , кН/м, несущего расстрела дополнительные связи, согласно [39, 54], не учитываются, и она равна

Ср х =

1,35 E

a0 ( L − a0 ) d + [ L ( L − 3a0 ) + 3a02 ] + Φ LFp 3 Fp I 2

,

(5.5)

где d = b – 0,5r + H – расчетный эксцентриситет приложения боковой нагрузки для рельсовых проводников, b – расстояние от продольной оси расстрела до подошвы проводника; r – высота головки рельса; Н – высота 161

профиля проводника; Fp – площадь сечения расстрела, определяемая по его типоразмеру; Ф – величина, характеризующая податливость крепления проводника к расстрелу в боковом направлении. Лобовая жесткость С р у промежуточного расстрела определяется аналогично, но число дополнительных связей уменьшается до 1, так что

Cp у =

1 . δ 00 − δ 01 x1

Боковая жесткость промежуточного расстрела вычисляется, согласно [39, 54], аналогично по формуле (5.5). Определяются безразмерные параметры лобовой и боковой жесткости по вертикальной стойке А и проводнику 1:

α уА =

α у1 =

A 6 EI пр x

l

CpAy

3

1 6 EI пр x

l 3Cp1 y

α хА =

,

α х1 =

,

A 6 EI пр y

l

CpAx

3

1 6 EI пр y

l 3CpAx

,

,

где l – шаг армировки, м. Эти жесткости определяются как для несущего расстрела, так и для промежуточного. Определяются безразмерные параметры лобовой и боковой жесткости системы «подъемный сосуд – армировка» для соответственно стойки и проводника:

α ∗y A = α y A (1 + α ∗y1 = α y1 (1 +

C p yA ), Cпc y

α x∗A = α x A (1 +

C p y1 ), Cпc y

C p xA ), Cпc x

α x∗1 = α x1 (1 +

C p x1 ), Cпc x

где Спс – жесткость подъемного сосуда. Определяются общие жесткости расстрелов

С р х = C p x ⋅ C p x , Ср у = Cp y ⋅ Cp y . 1

A

1

A

Относительная средняя лобовая жесткость односторонних проводников определяется, согласно [54], по графику изменения зависимости относительной средней жесткости ∈ср от параметра lg(α −1). Здесь подобрано аппроксимирующее выражение для данной зависимости для α <1, 162

−1

∈ср = 1,5501е − 0 ,8585 lg α . При α > 1, согласно [54], предполагается зависимость ∈ср =

4

32α . 3

Определяются приведенные относительные лобовая и боковая жесткость системы с односторонним расположением проводников:

∈у =

∈cpy , Cpy 1+ Cпсy

∈х =

∈cpx . Cpx 1+ Cпсx

Определяются параметры неоднородности деформационных характеристик для бокового одностороннего расположения проводников и подъемного сосуда:

p=

Cp x ∈x . Cp y ∈y

5.4.3. Определение силовых параметров

Задаются величины среднеквадратичных монтажных отклонений для вертикальной стойки A и проводника 1 – σy1, σx1, σxA, σyA, которые, согласно [39], определяются по результатам маркшейдерской проверки и лежат в интервалах 0,001 < σyi, σxi < 0,0035 м, i = 1, A. Для стойки А и проводника 1 определяются коэффициенты лобовой и боковой нагрузок γx1, γy1, γxA, γyA в зависимости от эксцентриситета центра

масс e груженого сосуда, параметров lg α x−11 , lg α y−11 , lg α x−A1 , lg α y−1A , отно-

∆*y1 ∆*х1 ∆*y А ∆*х А ∆*y1 ∆*х1 , , , , причем отношения , для рельсового шений ∆ y1 ∆х1 ∆ y А ∆х А ∆ y1 ∆х1 проводника 1 принимаются равными 0,5, а для стойки А их предлагается вычислять по формулам  2 0,05H ∆*у А = σ у k  + 2 ln l  π

  , 

 2 0,05 H ∆*x А = σ х k  + 2 ln l  π

  . 

∆*y1 , e и lg α−1 определяется по [54, табл. 1]. Зависимость коэффициента, от ∆ y1 Определяются горизонтальные лобовые Py и боковые Px нагрузки, действующие на стойку А и проводник 1, i = 1, A.

163

Р yi =

15∆ yi K p2 mV 2 l2

γ уi ,

Рxi =

15∆ xi K p2 mV 2 l2

γ xi ,

где Kp – коэффициент, зависящий от типа рабочих направляющих устройств подъемного сосуда; ∆ – зазор на сторону между направляющими и проводником; т – масса подъемного сосуда; V – скорость движения подъyi емного сосуда; γ γxi– коэффициенты лобовой и боковой нагрузок. Определение безразмерных координат точек приложения лобовой и боковой нагрузок на проводник 1 и стойку А производится по формулам:

( ) ( ) = 0,5 ξ = 0,0384(lg α ) + 0,466(lg α ) + 0,043(lg α ) − 0,0011 ; = 1 ξ = 0,14(lg α ) + 0,4827(lg α ) + 0,137(lg α ) − 0,0103 .

* – при ∆ = 0

∆ * ∆ – при ∆ * – при ∆ ∆

2

ξ = 0,0288 lg α −1 + 0,463 lg α −1 − 0,0717 ; −1 3

−1 2

−1 3

−1

−1 2

−1

Эти формулы были подобраны по графикам, приведенным в [54]. При

∆ , лежащем между указанными значениями, значение ξ определяется ∆ *

линейной интерполяцией. Определение коэффициентов сочетания нагрузок во времени для схемы с односторонним расположением проводников:

К уt

=1− 1− 1 K

Cp x ∈x , C p y ∈y

где К – определяется как ближайшее к

К xt = 1 − 1 − K

C p y ∈y Cp x ∈x

,

Cp x ∈x целое число. Cp y ∈x

Изгибающие моменты Мxi, Myi, действующие в сечениях стойки (i = A) или проводника (i = 1) под лобовой и боковой нагрузками, определяются по формулам

М уi =

Py i

β пр yi

, М xi =

Pxi

β пр хi

.

Коэффициенты βпр лобовой и боковой нагрузок на проводник определяются по графикам зависимостей от lg(α−1), приведенным в [54]. Здесь подобраны аппроксимирующие выражения для βпр в зависимости от параметра σк, принимаемого для рельсовых проводников равным 0 при лобовой нагрузке и ∞ при боковой. Для стойки предлагается принять σκ = 0 при лобовой и боковой нагрузках. По графикам, приведенным в [54], построены аппроксимирующие зависимости β ⋅ lgα–1 для ξ = 0; 0,1; 0,25; 0,5. При 164

ξ, лежащем в одном из интервалов между ними, значение β определяется интерполяцией. Для σк = 0

−1

β пр = 0,175е −1, 2528 lg α ,

(ξ = 0)

−1

(ξ = 0,1)

−1

(ξ = 0,25)

β пр = 0,15е −1, 3218 lg α , β пр = 0,11е −1, 2993 lg α , −1

β пр = 0,088е −1, 587 lg α ; Для σк = ∞

(ξ = 0,5)

−1

β пр = 0,17 е −1, 0415 lg α ,

(ξ = 0)

−1

(ξ = 0,1)

−1

(ξ = 0,25)

β пр = 0,129е −1, 0756 lg α + 0,016 , β пр = 0,055е −1, 0116 lg α + 0,07 , β пр = 0,125 .

(ξ = 0,5)

Напряжения στi в точках пролета ξn приложения лобовых нагрузок к стойке (i = А) и проводнику (i = 1) определяются выражениями

στ i =

M yn Wi y n

ξ yn   ′ ( ) M − M + M x′ n  K y t xn  xn i ξ xn   + . Wi x n

Напряжения σz в точках пролета ξxi приложения боковых нагрузок к стойке (i = А) и проводнику (i = 1) определяется выражениями:

σ zi =

M xn Wi x n

ξ xn   ′ ′ ( ) M − M + M yn yn  K x ti  yn ξ y  n + . Wi y n

Значения поправочных изгибающих моментов определяются соотношениями

M ′y n = −

Py n

i

β ′y n

Px ni M ′x n = − ; β x′ n

,

i

i

165

причем коэффициенты определяются согласно графическим зависимостям, приведенным в [54]. Для численной их реализации подобраны графические зависимости для β ′y и β 'x : – при lg α−1 ≤ 0,6 β ′y = 0,09167 lg α−1 ,

(ξ = 0)

β ′y = 0,05833 lg α−1 + 0,02, β ′y = 0,025 lg α−1 + 0,04, β ′y = 0,055;

(ξ = 0,2) (ξ = 0,4) (ξ = 0,5)

– при lg α−1 ≥ 0,6 −1

β ′у = 0,04е −1, 686 lg α ,

(ξ = 0)

β ′у = 0,0255е − 0 , 5308 lg α

−1

(ξ = 0,2)

,

−1

β ′у = 0,5438е 0 , 2175 lg α ,

(ξ = 0,4)

−1

β ′у = 0,554е 0 , 22 lg α ;

(ξ = 0,5)

−1

(ξ = 0)

−1

(ξ = 0,2)

−1

(ξ = 0,4)

β х′ = −0,18е −1, 014 lg α ,

β х′ = −0,16е −1,163 lg α + 0,07 , β х′ = −0,11е −1, 705 lg α + 0,08 , −1

β х′ = −0,08е −1, 733 lg α + 0,08 .

(ξ = 0,5)

Значения поправочных коэффициентов при других значениях ξ вычисляются простой линейной интерполяцией. При расчете на прочность расстрела предполагается, что он работает на изгиб в горизонтальной плоскости от действия лобовых нагрузок и на осевое растяжение под действием боковых нагрузок. Эти нагрузки, передаваемые стойкой (i = A) или проводником (i = 1) на несущий расстрел, определяются по формулам

Pp y = Py i β p y , i

Pp х = Pхi β p х ,

i

i

i

где коэффициенты βp определяются, согласно [39, 54] по графическим зависимостям, для которых здесь подобраны приближающие соотношения, описанные выше.

166

Для промежуточного расстрела эти нагрузки определяются аналогично. Для определения изгибной части напряжений несущего расстрела, жестко опертого на крепь ствола, здесь предлагается схема, основанная на деформировании консольной балки длиной, равной половине длины несущего расстрела с нагрузками, равными соответственно Pp y и Pp y , котоA

1

рые приложены в точках 0 и 1 (рис. 5.11). Условия шарнирного закрепления в этих точках предполагаются выполненными автоматически и система становится статически определимой. При этом реактивный момент в месте опирания расстрела, а реакция в заделке R0 = Pp y + Pp y . В этом A

1

случае достаточно определить изгибающий момент в точке a0, равный M A0 = M 0 − R0 a0 , точнее, его абсолютную величину. Для несущего расстрела напряжения определяются соотношением:

σξ =

Pp x М0 i K+ K , Wp z Fp y t i

где Fp – площадь сечения расстрела, К – коэффициент, определяемый как произведение поправочного коэффициента К1, коэффициентов К2, К3, К4 или К5, учитывающих тип дополнительных связей и их положение в пролете. Для плоской конструкции предлагается принять К1 = 0,75 и К1 = 0,8 для пространственной. Для плоской конструкции вводится коэффициент К2 = 0,8. Для пространственной конструкции, подкрепленной межрамными связями, вводится поправочный коэффициент К5 = 0,7. Расчет прочности из условия прочности элементов армировки предполагает расчет нормальных напряжений σz, возникающих в проводниках и расстрелах по формулам, приведенным выше и сравнение их с номинальным расчетным сопротивлением R. 5.4.4. Расчет из условия ограничения прогиба проводников

Для определения прогибов n-го проводника армировки следует учесть, что он работает на внецентренное растяжение-сжатие под действием лобовой и боковой нагрузок. Для расчета предлагается схема, основанная на представлении проводника или стойки в виде неразрезной балки, состоящей из пролетов длиной, равной шагу армировки la. Считается, что боковая Px или лобовая Py нагрузка приложена в среднем пролете на расстоянии lαξx или lαξy соответственно от места крепления расстрела к стойке или проводнику. Пусть N – число расчетных пролетов, N = [ H/ l a ] . Число неизвестных опорных реакций в точках крепления расстрелов и проводника равно 2 + N, число опор – N + 1. Пусть [N/2, N/2 + 1] – средний пролет проводника, k = N/2. Тогда, вставляя шарниры в места крепления проводника и расстрела, получаем уравнение трех моментов, в котором в качестве 167

неизвестных приняты изгибающие лобовые и боковые моменты (индексы x и y опущены) в местах крепления проводников и расстрелов:

Mil + 4Mil + Mi+1l = –ωi,i+1,

M0 = 0,

MN = 0

где –ωi,i+1 – ушестеренная фиктивная реакция i-й опоры от моментной нагрузки соседних пролетов, определяемая по формуле

ω i , i +1 = 6

Φ i ci + Φ i +1d i +1 

, 

l



где Фi – площадь эпюры моментов для пролета [i – 1, i], рассматриваемого как отдельная балка на шарнирах, сi – расстояние от (i – 1) точки соединения расстрела и проводника до проекции центра тяжести эпюры Фi, di – расстояние от i-й точки соединения расстрела и проводника до проекции центра тяжести эпюры Фi, l = ci + di. При этом Фi = 0 при i ≠ k + 1. Для пролета [k, k + 1] эпюра изгибающих моментов будет иметь вид:

где εκ = lαξ Проекция центра тяжести полученной эпюры определяются соотношением 1 ek3 + (l − ek ) 2 (ek + (l − ek )) 3 сk = . ek2 + (l − ek ) 2

Полученная система уравнений является системой с трехдиагональной матрицей, которая решается методом прогонки. Итоговая эпюра изгибающих моментов получается сложением эпюры моментов, полученной для каждого отдельного пролета (схема разрезной балки) и эпюры полученных опорных моментов. Прогиб получается по формуле упругой линии для балки, нагруженной парами сил с моментами Mk и Mk+1 в точках zk, где zk – точка сопряжения k-го расстрела с проводником:

fпр(zk + 0,5l) =

z n + 2l ξ

∫ ∫

zn zn

M (ξ ) dξdz , EI X

где n – номер рассматриваемого интервала, Di – реакция в i-й точке,

Di = Di-1 +

M i − M i-1 . l

168

Условие прочности в этом случае будет иметь вид

fпр ≤ fmax, где fmax – максимальный прогиб по прочности или условию кинематической связи направляющих устройств с проводниками. Алгоритм расчета пространственной конструкции армировки представлен в табл. 5.10. Таблица 5.10 Алгоритм расчета пространственной конструкции армировки с опиранием вне зоны деформирующегося массива Определяемый параметр

Расчетная формула

Определение параметров жесткости Лобовая жесткость несущего расстрела в месте крепления стойки

С РА =

2 8EI + 3 , h − δ О х1 − δ О х2 − δ О х3

δО

у

0

в месте крепления проводника

СР1 =

δО

у

Боковая жесткость промежуточного расстрела

СРx =

Лобовая жесткость промежуточного расстрела

СР =

Безразмерные параметры лобовой и боковой жесткости по стойке А и проводнику 1

2 . − δ О х1 1

δО

0

1

6 EI прА

αу =

3

lC

А

l C

х

A рy

1 6 EI пр 3

х

A ру

αx =

,

αx =

,

уА

А

у

1

у

у

Относительная средняя лобовая жесткость проводников

у1

3

lC

уА

 ,    ,  

3

l C

y

,

х

.

A рx

1 6 EI пр

А

 Ср  Спс   Ср * α у = α у 1 +  Спс  Ср = Ср Ср ; 1

6 EI прА

А

α *у = α у 1 + А

)

1 . − δ О х1

у1

Общие жесткости расстрелов

3

(

1

Безразмерные параметры лобовой и боковой жесткости системы "подземный сосуд - армировка" для стойки и проводника

0

2

1,35 E . 2 a0 ( L − a0 ) + d L ( L − 3a0 ) + 3a 02 + Ф LFP 3 FP I

у

αу =

1

A рx



α х* = α х 1 + А

А



Ср  , Спс  хА

х



Ср  .  С пс   Ср = Ср Ср

α х* = α х 1 + 1

х1

1

х

х

х1

хА

∈ср = 1,5501ехр(− 0,8585 lg(α ) ), при α < 1 −1

∈ср = 4

32α , 3

169

при α > 1

Определяемый параметр

Расчетная формула

Приведенные относительные лобовая и боковая жесткости сис- ∈у = темы

∈ср 1+

у

Ср

∈х =

, у

С пс

∈ср . Ср 1+ С пс х

х

х

х

Параметр неоднородности дефорС р ∈х . Р= х мационных характеристик

С р у ∈у

Определение силовых параметров Горизонтальная лобовая нагрузка

Ру = Горизонтальная боковая нагрузка

Рx = Безразмерные координаты точек приложения лобовой и боковой нагрузок

15∆ у К 2р mV 2

l2 15∆ x К 2р mV 2

l2

γ y, γx.

(

)

(

)

(

)

(

)

2

ξ = 0,0288 lgα −1 + 0,0463 lgα −1 − 0,0717 , ∆* при =0 ∆ 3 2 ξ = 0,0384 lgα −1 + 0,0466 lgα −1 + ∆* −1 + 0,043 lgα − 0,0011 , при = 0,5 ∆ 3 2 ξ = 0,14 lgα −1 + 0,4827 lgα −1 +

( ) ( ) ( ) ∆ + 0,137(lgα ) − 0,0103 . при =1 ∆ *

−1

Коэффициенты сочетания нагрузок во времени

К уt = 1 − 1 −

1 K

К xt = 1 − 1 − K Изгибающие моменты

Тангенциальные напряжения в точках приложения лобовых нагрузок

M yi =

σ τi =

Py i

β пр

M yп WIxп

170

, yi

С рх ∈х

,

С р у ∈у С рх ∈y С рx ∈x

.

M xi =

Pxi

β пр

. xi

ξ yп   ′ ′ ( ) M M M − + хп хп  К уti  xп ξ хп  + . WIxп

Определяемый параметр

Расчетная формула

Нормальные напряжения в точках приложения боковых нагрузок

σ zi = Величина прогиба проводников для типоразмеров клети: 1НОВ520-15.0 1НОВ400-9.0 1НОВ360-6.0 1НОВ255-3.2 2НОВ520-15.0 2НОВ400-15.0 2НОВ360-11.5

M xп WIxп

  ξ xп ′ ′ − + M M M  yп yп yп  К xti ξ  yп  + . WIyп

(

)

C = 0,059 – 0,009V – 0,005H + 9,983⋅10-5H2, C = 0,027 – 0,006V – 0,003H + 6,474⋅10-5H2, C = 0,025 – 0,004V – 0,002H + 4,33⋅10-5H2, C = 0,015 – 0,002V – 0,001H + 9,961⋅10-5V2 + + 2,736⋅10-5H2, C = 0,102 – 0,015V – 0,009H + 0,001V2 + + 0,001VH, C = 0,07 – 0,01V – 0,006H, C = 0,037 – 0,008V – 0,004H + 8,001⋅10-5H2,

Для реализации вышеописанной методики разработана прикладная компьютерная программа, которая производит расчет плоской конструкции по предельным состояниям 1-й группы из условия прочности элементов армировки и по предельным состояниям 2-й группы из условия ограничения прогибов проводников.

5.5. Определение области применения пространственных конструкций армировки

Для определения области применения пространственных конструкций армировки воспользуемся установленными в п. 4.3 зависимостями величины прогиба среднего яруса конструкции армировки в виде плоскопараллельной рамы от ее высоты и скорости движения подъемного сосуда (табл. 5.9). По указанным выражениям для наиболее распространенных типоразмеров клетей построим графическое изображение зависимостей С = f (V, H) в виде поверхностей, представленных на рис. 5.12. Полученные графики позволяют наглядно определить величину прогиба среднего яруса конструкции армировки в виде плоскопараллельной рамы при различных вариантах ее высоты и скорости движения клети.

171

а) С, м 0,060 0,045 0,030 0,015 0

H, м 2

31,25

4 6

25,00

8

18,75

10 V, м/с

12,50

б)

С, м 0,105 0,090 0,075 0,060 0,045 0,030 0,015 0

H, м 31,25

2 4

25,00

6 8

18,75 10 V, м/с

12,50

Рис. 5.12. Графики зависимости величины прогиба пространственной конструкции армировки от ее высоты и скорости движения клетей типоразмеров: а – 1НОВ400-9.0; б – 1НОВ520-15.0; в – 2НОВ400-15.0; г – 2НОВ520-15.0

172

в)

С, м 0,120 0,105 0,090 0,075 0,060 0,045 0,030 0,015 0

2

H, м

4 6

31,25 8

25,00 18,75

10 V, м/с 12,50

г) С, м 0,180 0,165 0,150 0,135 0,120 0,105 0,090 0,075 0,060 0,045 0,030 0,015 0 2 4

H, м 6

31,25

8

25,00

10

18,75 V, м/с 12,50

Рис. 5.12. Продолжение 173

На построенных графиках строим плоскость максимального прогиба среднего яруса конструкции армировки в виде плоскопараллельной рамы по условию прочности [С] = 0,015 м. Как видно из графиков (рис. 5.12), величины прогибов среднего яруса конструкции в виде плоскопараллельной рамы до определенных значений скорости движения клетей и высоты конструкции не превышают величины максимального прогиба [С]. Для большинства клетей это значение скорости составляет, в среднем, 4 – 5 м/с, а высоты конструкции – 12,5 м. С такой скоростью клети движутся на участках конечных сопряжений вертикальных стволов с приствольными выработками, высота которых достигает 10 – 12 м. Прогибы армировки на таких участках позволяют применять конструкции армировки в виде плоскопараллельных рам. На протяженной части стволов скорость движения клетей достигает 10 – 12 м/с, а высота нарушенных участков – 20 – 30 м. В этих случаях происходит превышение величины максимального прогиба и тогда для обеспечения безремонтной эксплуатации армировки на участках деформирующегося породного массива, расположенных в протяженной части стволов, уже необходимо устраивать пространственные конструкции армировки с межрамными связями. Учитывая равенство величин максимальных прогибов армировки по условию прочности и по условию кинематической связи проводников с направляющими устройствами подъемных сосудов, определенную область применения пространственных конструкций армировки можно распространить и на схемы армировки с двухсторонним расположением проводников.

5.6. Технология армирования вертикальных стволов шахт на участках деформирующегося породного массива 5.6.1. Разработка технологии армирования стволов шахт

Работы по армированию стволов следует осуществлять в соответствии с проектом производства работ, разработанным на основании рабочих чертежей армировки ствола, проекта организации строительства, «Технологических схем армирования вертикальных стволов» [89]. Технологическая схема армирования вертикальных стволов на участках деформирующегося массива разработана применительно к этому нормативному документу. В настоящее время при строительстве вертикальных стволов шахт наибольшее распространение получили две технологические схемы армирования: последовательная и совмещенная. 174

Последовательная схема армирования отличается простотой организации процесса возведения армировки. Однако, эта схема обладает существенным недостатком, а именно: необходимостью демонтажа подвесного полка и навески люлек, что приводит значительному увеличению сроков строительства вертикальных стволов. Устранить указанный недостаток позволит применение совмещенной схемы армирования, так как по этой схеме одновременно с установкой расстрелов ведут навеску проводников. Рассмотрим технологическую схему армирования вертикального ствола на участке деформирующегося массива на примере типовой схемы армировки К2.1 (рис. 5.13). Шаг армировки – 6,252 м. Шаблон-люлька 3 для установки расстрелов 2 и навески проводников 4 (рис. 5.14) представляет собой рамную конструкцию длиной, равной двум ярусам армировки, перемещающуюся по установленным ранее проводникам и фиксируемую отбрасывающимися кронштейнами 1 за расстрел.

Рис. 5.13. Сечение и схема армировки вертикального ствола К2.1

Рис. 5.14. Шаблон-люлька для монтажа пространственной конструкции армировки 175

Для корректировки шаблона-люльки относительно отвесов используются устройства 5, установленные на верхнем этаже полка 6 и снабженные винтовыми упорами. Армирование вертикального ствола на участке деформирующегося массива ведется сверху вниз в следующей последовательности. Армировочный полок 5 опускается в положение для установки верхнего опорного яруса согласно типовым мероприятиям на спуск полка и раскрепляется домкратами (рис. 5.15, а). Шаблон-люлька 2 фиксируется на ранее установленном расстреле 1 (через один ярус армировки от устанавливаемого расстрела). В шаблон заводится, укладывается и закрепляется зажимающими устройствами монтируемый верхний опорный расстрел 3. При помощи корректоров производится центрирование расстрела от маркшейдерских отвесов. Затем концы расстрела бетонируются в лунках. После установки расстрелов верхнего опорного яруса производится навеска двух нитей проводников 4 с двух площадок на шаблоне-люльке и с верхнего этажа полка. Полок опускают еще на один шаг армировки вместе с шаблоном-люлькой (рис. 5.15, б). С нижней площадки шаблона-люльки производится сболчивание вертикальных стоек 6 с расстрелами верхнего опорного яруса. С верхнего этажа полка устанавливаются промежуточные расстрелы 7. Крепятся межрамные связи. При этом же положении полка навешиваются еще две нити проводников. Для обеспечения устойчивости возводимой конструкции устанавливаются распоры 8 между вертикальными стойками и крепью ствола, которые после возведения всей конструкции демонтируются (рис. 5.15, в). Цикл работ повторяется до установки последнего промежуточного яруса пространственной конструкции армировки. Для возведения нижнего опорного яруса полок опускается на следующее место стоянки (рис. 5.15, г). С нижней площадки шаблона-люльки производится наращивание вертикальных стоек, а с верхнего этажа полка – установка нижнего опорного яруса армировки 9, сболчивание вертикальных стоек с расстрелами нижнего яруса, навешиваются проводники 10. На этом процесс возведения пространственной конструкции армировки завершается. График организации работ армирования вертикального ствола на участке деформирующегося массива высотой 12,5 м по разработанной технологии приведен на рис. 5.16.

176

177

Рис. 5.15. Технологическая схема монтажа пространственной конструкции армировки

№

Процесс

1 Бурение лунок

ПроЕд. Кол- Число долж., изм. во рабочих час шт.

16

10

3,8

шт.

4

10

3,8

Сболчивание стоек с опорными расстрела3 узел ми, установка межрамных связей

18

10

2,2

2

Установка опорных расстрелов

Установка промежуточных расстрелов

шт.

6

10

2,2

5 Установка распоров

шт.

2

10

2,2

м

100

10

4,1

4

6

Установка проводников

1

2

3

4

5

6

Рис. 5.16. График организации работ армирования по разработанной технологии

При армировании стволов по разработанной технологии на участках деформирующегося массива обеспечиваются удобство и безопасность работ, упрощается маркшейдерский контроль, отпадает необходимость в навеске люлек, а также вторичное переоборудование ствола для монтажа проводников. По разработанной технологии с использованием предложенной технологической оснастки рекомендуется производить армирование вертикальных стволов на участках деформирующегося массива высотой до 30 м. 5.6.2. Промышленная проверка разработанной технологии армирования

Вентиляционный ствол № 8 ш. им. Стаханова ГХК «Селидовуголь» диаметром в свету 7 м закреплен монолитной бетонной крепью толщиной 500 мм. Армировка жесткая. Расстрелы – двутавровый профиль № 27С. Проводники рельсовые. Участок сопряжения ствола с гор. –986 м подвержен активному горному давлению. В результате нарушений крепи в элементах армировки возникли недопустимые деформации, несмотря на наличие компенсирующих устройств. Для обеспечения нормальной работы подъемного комплекса было произведено переармирование нарушенного участка ствола. Ранее установленная жесткая армировка была демонтирована и выдана на поверх178

ность. На ее месте смонтировали жесткую армировку в виде пространственной конструкции высотой 12 м. Опорные расстрелы были забетонированы в лунках глубиной 450 мм выше и ниже нарушенного участка ствола. Вследствие внедрения разработанной авторами технологии армирования, были достигнуты следующие результаты: – точность установки конструкций (проводников и промежуточных расстрелов) в пределах допустимых нормами; – в настоящее время ствол находится в нормальной эксплуатации, деформаций армировки не наблюдается, несмотря на нарушения крепи ствола.

5.7. Экономическая оценка разработанной технологии

Для экономической оценки разработанной технологии армирования вертикальных стволов на участках деформирующегося массива были рассчитаны величины трудозатрат, материалоемкости и стоимости возведения 1 м пространственной конструкции армировки в зависимости от ее высоты. Высота конструкции принималась от 6,25 до 31,25 м с интервалом в 3,125 м. Результаты расчетов представлены на соответствующих графиках (рис. 5.17 – 5.19). В результате обработки полученных значений по методу наименьших квадратов были получены аппроксимирующие выражения, описывающие зависимости величин материалоемкости, трудоемкости и стоимости монтажа 1 м пространственной конструкции от ее высоты. Анализ графиков, представленных на рис. 5.17 – 5.19, показывает, что с увеличением высоты деформирующегося участка ствола уменьшаются величины удельных трудозатрат, материалоемкости и стоимости возведения предложенной конструкции армировки. Удельная трудоемкость возведения пространственной конструкции армировки меньше, чем у традиционной армировки, и с увеличением ее высоты снижается. Это достигается за счет сокращения числа устанавливаемых в крепи ствола расстрелов. Но удельные материалоемкость и стоимость пространственной конструкции армировки выше, чем соответствующие показатели традиционной армировки. При этом, следует учитывать то, что при ремонте нарушенной армировки на участках деформирующегося массива приходится затрачивать средства и материальные ресурсы, стоимость которых равна капитальных затратам на армирование.

179

Рис. 5.17. График зависимости удельной трудоемкости армирования от высоты пространственной конструкции армировки: 1 – пространственной конструкции армировки; 2 – обычной армировки

Рис. 5.18. График зависимости удельной материалоемкости армирования от высоты пространственной конструкции армировки: 1 – пространственной конструкции армировки; 2 – обычной армировки

Рис. 5.19. График зависимости удельной стоимости армирования от высоты пространственной конструкции армировки: 1 – пространственной конструкции армировки; 2 – обычной армировки 180

Так, если удельная материалоемкость пространственной конструкции армировки в среднем составляет М1 = 0,625 т/м, а традиционной – М2 = 0,441 т/м, то сокращение удельной материалоемкости с учетом переармирования нарушенного участка ствола составит не менее:

∆М = 2⋅М2 – М1 = 2⋅0,441 – 0,625 = 0,257 т/м. То же для удельной стоимости:

∆С = 2⋅С2 – С1, где С1 и С2 – удельные стоимости возведения традиционной и пространственной конструкции армировки, соответственно.

∆С = 2⋅9,61 – 13,0 = 6,22 тыс. руб./м (в ценах 2004 г.). При этом в данном расчете не учитываются убытки горных предприятий от простоев подъемных комплексов при проведении ремонтных работ в стволах.

5.8. Зарубежный опыт использования пространственных конструкций армировки с опиранием вне участков деформирующегося массива

Несомненный интерес представляет зарубежный опыт применения в сложных горно-геологических условиях пространственных конструкций армировки, аналогичных разработанным авторами и описанным в настоящей монографии. Такой опыт был получен шахтостроителями ЮАР при проходке сверхглубоких вертикальных стволов [42]. Южноафриканской фирмой «Murray & Roberts», специализирующейся на проходке вертикальных стволов и выполняющей горнопроходческие работы в Африке, Азии и Австралии, была разработана конструкция армировки и произведено армирование ствола в условиях активного сдвижения вмещающих пород. Обеспечение безопасности эксплуатации армировки на этом участке было достигнуто разрывом связи в системе «крепь – армировка». С этой целью на отметках 2581 и 2733 м были смонтированы мощнейшие рамы, заделанные в крепь ствола на уровне пройденных горизонтов, а между ними была установлена колонна из проводников и расстрелов, не заделанных в стенки ствола и с зазором от них до 1 м (рис. 5.20).

181

б)

а)

в)

Рис. 5.20. Армировка вертикального ствола фирмы «Murray & Roberts» для участков, подверженным интенсивным смещениям вмещающего массива: а – общая схема горизонтов; б – участок интенсивных смещений; в – поперечное сечение ствола

Применение указанной конструкции позволило обеспечить высокую надежность и безопасность подъема по стволу, эксплуатируемому в весьма сложных горно-геологических условиях.

182

ЗАКЛЮЧЕНИЕ В настоящей работе авторы попытались решить актуальную проблему улучшения технических и эксплуатационных характеристик жестких армировок и повышения экономической эффективности армирования вертикальных стволов. С этой целью разработан и исследован ряд новых схем и конструкций армировки, предназначенных как для обычных условий сооружения стволов, так и сложных горно-геологических и горнотехнических условий. Основные научные и практические результаты проведенных исследований заключаются в следующем: 1. Выполнен системный анализ применяемых схем и конструкций жесткой армировки для различных горно-геологических и горнотехнических условий. Проанализированы тенденции развития армировки и рассмотрены направления ее совершенствования. 2. Разработан параметрический ряд схем и конструкций безрасстрельной армировки применительно к типовым сечениям вертикальных стволов с жесткой армировкой, используемых в угольной промышленности. 3. Построены конечно-элементные модели консольной и консольнораспорной армировок, и с их помощью исследована зависимость лобовой и боковой жесткостей консолей в точках крепления проводников от геометрических парметров армировок. Установлены зависимости коэффициентов ослабления жесткости консолей, закрепляемых анкерами, от геометрических характеристик консолей и параметров заделок. 4. На основе проведенных исследований разработаны методические основы расчета безрасстрельных армировок с учетом ослабления жесткости конструкции в результате деформации материала заделки анкеров, закрепляющих консоль. 5. На основе анализа технологических особенностей разработана технология армирования вертикальных стволов безрасстрельными конструкциями армировки, обоснованы ее конструктивные параметры и произведена технико-экономическая оценка разработанных технических решений. 6. Предложены новые технические решения жесткой армировки для глубоких вертикальных стволов. 7. Исследована работоспособность безрасстрельных армировок с дополнительной опорной ветвью и подобраны оптимальные сочетания профилей проводников и опорных ветвей, обеспечивающие постоянную жесткость армировки по глубине и улучшенные деформационные характеристики проводников.

183

8. Разработаны методические основы проектирования параметров армировок с дополнительной опорной ветвью и технологические схемы их монтажа. 9. Разработаны принципиальные схемы жесткой армировки вертикальных стволов на участках деформирующегося породного массива в виде пространственных конструкций с опиранием вне зоны нарушений. 10. Установлены закономерности изменения величин прогибов среднего яруса пространственной конструкции армировки вертикальных стволов; выявлен нелинейный характер связи указанных величин в зависимости от скорости движения подъемных сосудов и высоты пространственной конструкции армировки; получены выражения для расчета значений величин прогибов конструкции армировки. 11. Разработаны методические основы расчета и проектирования конструкций армировки с опиранием вне зоны деформирующегося массива и определена область применения предлагаемых конструкций. 12. Разработана технология армирования вертикальных стволов шахт на участках деформирующегося массива и произведена технико-экономическая оценка этой технологии. Все предложенные технические и технологические решения направлены на повышение производительности труда при армировании и обеспечение требуемых эксплуатационных качеств армировки при минимальных капитальных затратах.

184

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК 1. Акимов А.Г., Козел А.М. Защита вертикальных стволов шахт от влияния очистных работ. – М.: Недра, 1969. – 129 с. 2. Баклашов И.В. Долговечность жесткой армировки стволов по условию накопления усталостных повреждений // Шахтное строительство.– 1971. – № 6. – С. 25 – 26. 3. Баклашов И.В. Расчет армировки вертикальных стволов шахт по предельным состояниям. – М.: Недра, 1968. – 135 с. 4. Баклашов И.В. Расчет, конструирование и монтаж армировки стволов шахт. – М.: Недра, 1973. – 248 с. 5. Баклашов И.В., Пильч Ю.Б., Ягодкин Ф.И. Современное состояние и основные тенденции развития конструктивных решений жесткой армировки // Строительство предприятий угольной промышленности: Обзорная информация / М.: ЦНИИЭИуголь, 1986. – 29 с. 6. Баронский И.В., Смольников Ю.Б., Богомолов В.Д. О долговечности армировки вертикальных стволов с консольными расстрелами / Шахтное строительство. – 1982. – № 4. – С. 20-21. 7. Борисовец В.А., Козел А.М., Ревзюк Е.Б. Облегченные крепи для вертикальных стволов шахт: Обзор. инф. / ЦНИЭИуголь – М., 1972. 8. Власенко Ю.Я. Консольно-распорная армировка для вертикальных стволов шахт//Шахтное строительство. – 1980. – №3. – С. 6-9. 9. Воронцов Г.В., Резниченко А.И., Нечаев Л.Б. Расчет напряженно-деформированного состояния конструкций по методу конечных элементов. – Новочеркасск: НГТУ, 1994. – 119 с. 10. Временные указания по проектированию, строительству и эксплуатации крепи и армировки вертикальных стволов угольных шахт в условиях влияния очистных работ. – Л.: ВНИМИ, 1972. – 188 с. 11. Гавруцкий А.Е., Мусиенко В.Д. Аппаратурный контроль геометрических параметров армировки стволов в условиях значительных перемещений породного массива// Шахтное строительство. – 1980. – № 7 – С. 24 – 27. 12. Гавруцкий А.Е., Назарчук М.Н., Мусиенко В.Д. и др. Состояние армировки шахтных стволов Запорожского железорудного комбината// Шахтное строительство. – 1978. – № 3. – С. 21. 13. Гаркуша Н.Г, Храмов А.А. Обзор мирового опыта проектирования жестких армировок вертикальных стволов шахт. Обзорная информация / ЦНИЭИуголь, ЦБНТИ Минуглепрома СССР. – М.,1982. – 52 с. 14. Гаркуша Н.Г., Храмов А.А., Кладов В.М. О горизонтальных нагрузках на проводники жестких армировок в искривленных стволах// Исследование, разработка и эксплуатация шахтных стационарных установок.– Донецк: ВНИИГМ им. М.М. Федорова, 1981. – С. 3 – 8. 15. Гладкий А.В., Шкапура А.П. Анкерное крепление расстрелов вентиляционного ствола №3 шахты «Комсомолец Донбасса»// Уголь. – 1991. – №2. – С.11. 16. Горенцвейг И.Г. Новые схемы и конструкции жестких армировок клетевых вертикальных стволов // Шахтное строительство. – 1983. – № 4. – С. 4 – 8. 17. Горенцвейг И.Г. Прогрессивные конструкции армировок скиповых вертикальных стволов // Уголь. – 1984. – № 4. – С. 22 – 25. 185

18. Долинский В.А., Кирин Р.С. Влияние аэродинамических параметров стволов на эффективность вентиляции шахт//Уголь.–1994.– № 3. – С.27-28. 19. Долинский В.А., Кривцун Г.П., Рыбалко Н.П., Кирин Р.С. Аэродинамическое качество вертикальных стволов рудников цветной металлургии//Шахтное строительство. – 1989.–№ 9. – С. 9 – 14. 20. Доржинкевич И.Б. Совершенствование армировки глубоких стволов. – М.: Недра, 1970. –211 с. 21. Доржинкевич И.Б., Плахотный П.И., Самонин А.В. Новые прогрессивные конструкции армировки глубоких шахтных стволов.// Известия ВУЗов. Горный журнал. – 1982. – №9. – С. 35-38. 22. Дробышев В.Ф. К вопросу проектирования крепи вертикальных стволов, работающих в режиме вертикальной деформации // Проектирование и строительство угольных предприятий.– 1965. – № 7. – С. 62 – 68. 23. Друцко В.П., Зинченко В.Я., Коган В.Г., Прагер В.А. Восстановление крепи действующих стволов шахт без прекращения их эксплуатации: Обзор.инф. / ЦНИЭИуголь, ЦБНТИ Минуглепрома УССР – М., 1985.– Вып. 9. – С. 53. 24. Единые унифицированные технологические схемы и конструктивные решения центральных и фланговых стволов с жесткой армировкой. – Харьков, Южгипрошахт, 1985. 25. Жесткая армировка вертикального шахтного ствола. – А.с. 97210310 СССР, МКИ Е 21 Д 7/00/. И.Г. Манец, В.В. Кожекина, В.А. Пристром, В.К. Куриленко. 26. Залесов О.А. Армировка вертикальных стволов и ее исследования на электронных моделирующих установках. – М.: Недра, 1966. – 214 с. 27. Инструкция по проектированию и монтажу армировки вертикальных стволов шахт с креплением элементов армировки на анкерах РД.12.18.089 - 90 – Харьков. ВНИИОМШС. – 1990. – 83 с. 28. Кладов В.М., Куриленко В.К., Мавроди П.И., Ягодкин Ф.И. Анкерное крепление расстрельных балок к крепи ствола// Проблемные задачи совершенствования стационарных шахтных установок. – Донецк, 1988. – С. 30 – 43. 29. Козел А.М. Геомеханические вопросы проектирования и поддержания шахтных стволов. Кн. 1. Условия поддержания, состояния, виды и причины деформаций вертикальных стволов. – СПб: Недра, 2001. – 216 с. 30. Козел А.М., Борисовец В.А., Репко А.А. Горное давление и способы поддержания вертикальных стволов. – М.: Недра, 1976.– 293 с. 31. Компенсатор осевого смещения коробчатых проводников жесткой армировки стволов шахт/ Гавруцкий А.Е., Мусиенко В.Д., Гирик А.Г., Отришко Н.И.; Н.-и. горноруд. ин - т. А.с. 1330319, СССР. – Бюл. 30, 1987. 32. Консольный расстрел армировки шахтного ствола - А.с. 177680 СССР МКИ Е 21 Д 7/02/. В.А. Долинский, Р.С. Кирин. Опубл. 23.11.92. Бюл. №43. 33. Кулешов В.М., Южанин И.А., Кулибаба С.Б., Дрибан В.А. Охрана и поддержание глубоких вертикальных стволов в Донбассе: Обзор. инф. / ЦНИЭИуголь – М., 1987.– Вып. 14. – 31 с. 34. Курц Э., Отто К., Штефан П. Закрепление анкерами новых элементов армировки ствола с одновременным ремонтом каменной кладки // Глюкауф. –1987. –№8. – С. 20-24. 35. Левит В.В. Разработка и обоснование технологии и параметров армирования вертикальных стволов с применением расстрелов на анкерах: Дисс… канд. техн. наук. Днепропетровск. – Государственная горная академия Украины – 1993. – 166 с. 36. Левит В.В., Ягодкин Ф.И., Будник А.В. Безрасстрельные конструкции армировки с жесткими проводниками – Обзорная информация ЦНИИЭИуголь – М., 1993. – 20 с. 186

37. Мартыненко И.А., Прокопов А.Ю., Страданченко С.Г. и др. Крепление вертикальных стволов в сложных горно-геологических условиях// Экология, безопасность и эффективность производства: Сб. науч. и научно-метод. тр. – Ростов-на-Дону: ДГТУ, 1998. – С. 211 – 221. 38. Мартыненко И.А., Прокопов А.Ю., Страданченко С.Г. и др. Новый способ защиты крепи вертикальных стволов в сложных горно- и гидрогеологических условиях// Экология, безопасность и эффективность производства: Сб. науч. и научно-метод. тр. – Ростов-на-Дону: ДГТУ, 1998. – С. 202 – 206. 39. Методика расчета жестких армировок вертикальных стволов шахт.– ВНИИГМ им. М.М. Федорова.– Донецк, 1985. – 160 с. 40. Нигматуллин В.С. Производственные исследования в стволах центральной группы Запорожского ЖРК// Шахтное строительство. – 1984.– № 10 .– С. 8 – 10. 41. Нигматуллин В.С., Малтыз Ю.П., Мусиенко В.Д. Экспериментальные исследования нагрузок, воздействующих на центральные расстрелы стволов// Шахтное строительство. – 1986. – № 5. – С. 17 – 19. 42. Новик Е.Б., Левит В.В., Ильяшов М.А. Опыт сооружения вертикальных стволов в ЮАР. – Киев: Технiка, 2004. – 64 с. 43. Отришко Н.Е., Мусиенко В.Д., Чаер Г.Х., Кучерявый Б.Г. Ремонт армировки стволов, расположенных в зоне сдвижения породного массива// Шахтное строительство. – 1988. – № 5. – С. 25 – 26. 44. Петренко Е.В., Доржинкевич И.Б. Совершенствование армировки стволов глубоких шахт // Шахтное строительство. – 1980. – № 5. – С. 6-9. 45. Петренко Е.В., Свирский Ю.И. Эффективные конструкции крепи и армировки шахтных стволов // Шахтное строительство. – 1981. – № 1. – С. 7 – 10. 46. Плешко М.С. Анализ современных мер защиты жесткой армировки от нарушений и пути дальнейшего совершенствования конструкций// Состояние и перспективы развития восточного Донбасса: Межвуз. сб. научн. тр. /Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001.-C.119-124. 47. Плешко М.С. Исследование деформационных свойств жесткой армировки вертикальных стволов// Научно-технические и социально-экономические проблемы Российского Донбасса. Межвуз. сб. научн. тр. /Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. Новочеркасск: ЮРГТУ, 2003.-C.69-75. 48. Плешко М.С. Направления совершенствования способов защиты жесткой армировки от деформаций крепи и искривлений стенок ствола// Совершенствование проектирования и строительства угольных шахт. Сб. науч. тр. /Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001.-C.158-164. 49. Плешко М.С. Развитие методов расчета и моделирования жесткой армировки вертикальных стволов// Научно-технические проблемы разработки угольных месторождений, шахтного и подземного строительства: Сб. науч. тр. – Новочеркасск: УПЦ «Набла» ЮРГТУ, 2004. – С. 62-68. 50. Плешко М.С. Совершенствование конструкций безрасстрельной армировки вертикальных подземных сооружений: Дисс. … канд. техн. наук. – Новочеркасск: ЮРГТУ, 2003. – 101 с. 51. Плешко М.С. Технология монтажа безрасстрельной армировки с дополнительной опорной ветвью// Горный информационно-аналитический бюллетень – М.: МГГУ, 2004. – №10. – С. 239-241. 52. Податливый анкер. //Изобретательство и рационализаторство в угольной промышленности: Науч.-техн. реф. сб, №3 –4 – С.48-49. 53. Податливый расстрел. - А.с. 1603007 СССР, МКИ Е 21 Д 7/00/. А.Е. Гавруцкий, В.Д. Мусиенко, П.И. Плахотный, Л.И. Королев, Н.И. Отришко, Г.Х Чаер, Б.Г. Кучерявый. 187

54. Пособие по проектированию и монтажу жесткой армировки вертикальных стволов шахт и рудников. СНиП II-94-80. – М.: Недра, 1989. – 160 с. 55. Правила безопасности в угольных шахтах. – Самара: Самарский дом печати, 1995. – 242 с. 56. Проводник для подъемного сосуда – А.с. 1221369 СССР МКИ Е 21 Д 7/02/. Ю.Б. Пильч, Ф.И. Ягодкин. Опубл. 30.03.86. Бюл. №12. 57. Прокопов А.Ю. Дифференцированный подход к проектированию армировки шахтного ствола // Научно-технические проблемы шахтного строительства: Сб. науч. тр. / Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. Новочеркасск, 2000. – С. 98-103. 58. Прокопов А.Ю. Компьютерное моделирование и расчет жесткой армировки вертикальных стволов шахт// Научно-технические проблемы разработки месторождений, строительства и охраны горных выработок: Межвуз. сб. научн. тр. – Новочеркасск: НГТУ, 1997. С.205 – 208. 59. Прокопов А.Ю. Конструктивные особенности и технология применения монтажных шаблонов при армировании вертикальных стволов безрасстрельными армировками/ Состояние и перспективы развития Восточного Донбасса: Сб. науч. тр. В 2 ч. Ч. 1 / Шахтинский ин-т. – Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001.– С. 84-90. 60. Прокопов А.Ю. Оценка экономической эффективности, сложности и технологичности безрасстрельных армировок// Научно-технические проблемы шахтного строительства: Сб. науч. тр. – Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. Новочеркасск: ЮРГТУ, 2000. – С. 104-111. 61. Прокопов А.Ю. Разработка алгоритма и программы расчета параметров консольной и консольно-распорной армировок// Современные проблемы развития науки и техники в горной промышленности: Сб. науч. тр. / Шахтинский ин-т. – Новочеркасск: ЮРГТУ, 2000.– С. 56-60. 62. Прокопов А.Ю. Разработка методики расчета жесткости безрасстрельных армировок// Научно-технические проблемы строительства вертикальных стволов, околоствольных дворов, горизонтальных и наклонных выработок: Сб. научн. тр.– Новочеркасск: НГТУ, 1998. – С. 74–81. 63. Прокопов А.Ю. Совершенствование схем и конструкций безрасстрельной армировки с регулируемым положением консолей// Горный информационно-аналитический бюллетень – М.: МГГУ, 2002. – №8. – С. 230-233. 64. Прокопов А.Ю. Технология армирования вертикальных стволов шахт безрасстрельными конструкциями армировки: Дисс. … канд. техн. наук. – Новочеркаск: НГТУ, 1998. – 138 с. 65. Прокопов А.Ю., Богомазов А.А. Влияние способов крепления расстрелов на технико-экономические показатели армирования вертикальных стволов// Совершенствование проектирования и строительства угольных шахт: Сб. науч. тр. / Шахтинский ин-т. – Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001.– С. 152-157. 66. Прокопов А.Ю., Плешко М.С. Компьютерное моделирование новых безрасстрельных армировок вертикальных стволов// Изв. вузов. Сев.-Кавк. Регион. Техн. Науки. – 2003. – Приложение №4.-C.67-70. 67. Прокопов А.Ю., Плешко М.С. Новые регулируемые консольно-распорные конструкции армировки вертикальных стволов // Совершенствование проектирования и строительства угольных шахт: Сб. науч. тр. / Шахтинский ин-т. – Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001.– С. 149-152. 68. Прокопов А.Ю., Плешко М.С. Особенности технологии монтажа безрасстрельной армировки с дополнительной опорной ветвью// Совершенствование технологии, механизации и организации строительства и эксплуатации горнодобывающих предпри-

188

ятий и пути повышения качества подготовки специалистов. Сб. науч. тр. /Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. Новочеркасск: ЮРГТУ, 2004. – C.112-116. 69. Прокопов А.Ю., Плешко М.С. Совершенствование безрасстрельной армировки вертикальных стволов. – Горный информационно-аналитический бюллетень – М.: МГГУ, 2002. – №10. – С. 240–243. 70. Прокопов А.Ю., Плешко М.С., Прокопова М.В. Новые решения в проектировании жесткой армировки вертикальных шахтных стволов// История становления и развития науки в Шахтинском институте ЮРГТУ (НПИ): Сб. научн. тр. – Новочеркасск: ЮРГТУ, 2003. – C. 168-173. 71. Прокопов А.Ю., Прокопова М.В. Ресурсосберегающие технологии армирования вертикальных стволов в сложных горно-геологических условиях// Горный информационно-аналитический бюллетень – М.: МГГУ, 2004, №1, С. 220–225. 72. Прокопов А.Ю., Страданченко С.Г., Нечаенко В.И., Сыркин С.П. Определение рациональных параметров безрасстрельных схем и конструкций армировки вертикальных стволов шахт// Перспективы развития горных технологий в начале третьего тысячелетия. Сб. науч. тр. – Алчевск: ДГМИ, 1999. – С. 206 – 211. 73. Прокопов А.Ю., Федоренко А.Н., Вершинина И.Н. Анализ технологических особенностей армирования стволов безрасстрельными конструкциями армировки// Научно-технические проблемы разработки твердых полезных ископаемых юга России: Сб. науч. тр. – Шахты: Изд-во ЮРО АГН, 1999. – С. 76-78. 74. Прокопова М.В. Обоснование параметров крепи и жесткой армировки глубоких вертикальных стволов с учетом фактических отклонений от проекта в процессе проходки: Дис… канд. техн. наук. – Новочеркасск: ЮРГТУ(НПИ). 2004. – 139 с. 75. Пшеничный А.А. Поточная технология сооружения стволов буровзрывным способом с производством безрасстрельной армировки// Пути сокращения сроков и повышения эффективности сооружения вертикальных стволов – Шахты, 1996. 76. Пшеничный Ю.А., Левит В.В. Опыт армирования вентиляционного ствола №3 шахты «Комсомолец Донбасса» с креплением расстрелов на анкерах // ЦБНТИ угольной промышленности. Донецк. –1993. – 8 с. 77. Руководство по проектированию вертикальных стволов шахт с коробчатыми проводниками. Часть 1. Методические указания. – Кривой Рог, Криворожский горнорудный институт, 1989. – 116 с. 78. Симпсон Э.Р. Основные проблемы проходки шахтных стволов в ЮАР // Глюкауф. – 1989. – №13/14. – С.26-33. 79. Способы охраны вертикальных шахтных стволов на больших глубинах: Обзор. инф. / ЦНИЭИуголь – М. – 1973. – 35 с. 80. Страданченко С.Г. Защита жесткой армировки вертикальных стволов шахт на участках активного горного давления// Научно-технические проблемы разработки месторождений, строительства и охраны горных выработок: Межвуз. сб. научн. тр. – Новочеркасск: НГТУ, 1997. – С.225 – 229. 81. Страданченко С.Г. Способ защиты жесткой армировки вертикальных стволов шахт на участках деформирующегося породного массива// Научно-технические проблемы разработки месторождений, строительства и охраны горных выработок: Межвуз. сб. научн. тр. – Новочеркасск: НГТУ, 1997. – С.229 – 234. 82. Страданченко С.Г. Технология армирования вертикальных стволов на участках деформирующегося породного массива. Дисс. … канд. техн. наук. – Новочеркасск: НГТУ, 1998. – 101 с. 83. Страданченко С.Г., Голодов М.А. Анализ причин нарушения крепи и армировки вертикальных шахтных стволов и возможные методы их предотвращения// Совер-

189

шенствование проектирования и строительства угольных шахт: Сб. науч. тр. / Шахтинский ин-т. – Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001.– С. 164-168. 84. Страданченко С.Г., Прокопов А.Ю., Мартыненко И.А. Технология армирования вертикальных стволов шахт на участках деформирующегося породного массива// Перспективы развития горных технологий в начале третьего тысячелетия. Сб. науч. тр. – Алчевск: ДГМИ, 1999. – С. 201 – 206. 85. Страданченко С.Г., Рудин А.М. Расчет армировки вертикальных стволов шахт на участках деформирующегося массива// Научно-технические проблемы строительства вертикальных стволов, околоствольных дворов, горизонтальных и наклонных выработок: Сб. научн. тр. – Новочеркасск: НГТУ, 1998.– С. 63 – 73. 86. Страданченко С.Г., Савин И.И. Анализ причин нарушения крепи и армировки вертикальных шахтных стволов// Изв. ТулГУ. Серия «Подземная разработка тонких и средней мощности угольных пластов» – Ч.2. – Тула: ТулГУ, 2002. – С. 182-186. 87. Сыркин П.С., Ягодкин Ф.И., Мартыненко И.А. Технология армирования вертикальных стволов. – М.: Недра, 1996. – 202 с. 88. Сыркин П.С., Ягодкин Ф.И., Мартыненко И.А., Нечаенко В.И. Технология строительства вертикальных стволов. – М.: Недра, 1997. – 456 с. 89. Технологические схемы армирования вертикальных стволов. – Харьков, ВНИИОМШС, 1981. –187 с. 90. Технология проходки вертикальных стволов. Унифицированные технические решения. 12 – 13 – 056. МУП СССР.– Донгипрооргшахтострой. Донецк, 1986. 91. Типовые материалы для проектирования 401-011-87-89. Сечения и армировка вертикальных стволов с жесткими проводниками. – Харьков: Южгипрошахт, 1989. 92. Тюрин К.М., Сычев А.С., Прагер В.А., Зинченко В.Я. Обеспечение податливости крепи стволов, подверженных влиянию очистных работ. – М.: Изд-во ИГД им. А.А. Скочинского, 1972. – Труды ВНИИОМШС.– Вып. 21. – С. 66 – 76. 93. Указания по рациональному расположению, охране и поддержанию горных выработок на угольных шахтах СССР. – Л.: ВНИМИ, 1985. 94. Филатов В.В. Количественная оценка схемы расположения элементов армировки / ВНИИОМШС. Деп. в ЦНИИЭИуголь 26.01.90. №5050 – 6 с. 95. Филатов В.В. Комплексный показатель сложности армировки/ ВНИИОМШС. Деп. в ЦНИИЭИуголь 26.01.90. №5052 – 4 с. 96. Филатов Н.А., Репко А.А., Южанин И.А. Особенности деформирования крепи сопряжений стволов глубоких шахт// Методы изучения и способы управления горным давлением в подземных выработках.– Л.: ВНИМИ, 1987. – С. 84 – 89. 97. Шафранов Н.К. Технология армирования вертикальных стволов шахт. – М.: Недра, 1984. – 240 с. 98. Шахтное и подземное строительство. Ч.2. Технология строительства вертикальных стволов / И.А. Мартыненко, П.С. Сыркин, А.Ю. Прокопов, С.Г. Страданченко. – Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001. – 261 с. 99. Ягодкин Ф.И. Научно-методические основы проектирования ресурсосберегающих технологий строительства глубоких вентиляционных стволов: Дисс. …д-ра техн. наук. – М.: МГИ, 1990. – 260 с. 100. Ягодкин Ф.И., Вестфаль Г.О., Комар В.В. Новая конструкция расстрела армировки шахтных стволов // Шахтное строительство – 1990, №4 – С.16-17. 101. Ягодкин Ф.И., Вестфаль Г.О., Маргулис Е.М., Пильч Ю.Б. Новый способ крепления расстрелов армировки ствола анкерами// Шахтное строительство. – 1987. – №12. – С.16-18. 102. Ягодкин Ф.И., Вестфаль Г.О., Трахтенбройт В.Б. Армирование стволов, пройденных в обводненных породах// Уголь Украины. – 1989. – №11. – С. 29-30. 190

103. Ягодкин Ф.И., Вестфаль Г.О., Трахтенбройт В.Б. Крепление блоков лестничного отделения в стволах анкерами// Цветная металлургия – 1989. – №6. – С. 13-14. 104. Ягодкин Ф.И., Кременецкий Г.И., Бернштейн С.А., Вестфаль Г.О. Новая технология крепления горных выработок и элементов армировки с применением анкеров на основе патронированного неорганического вяжущего// Совершенствование технологии и механизации в шахтном строительстве. – Харьков: ВНИИОМШС, 1986. – 145 с. 105. Ягодкин Ф.И., Мякшин А.Д., Вестфаль Г.О. Монтаж армировки с использованием унифицированного ряда шаблонов. – Уголь Украины – 1990, №1. – С. 44. 106. Ягодкин Ф.И., Пильч Ю.Б., Маргулис Е.М. Совершенствование конструкций и технологии крепления армировки шахтных стволов: Обзорная информация /ЦНИЭИуголь, ЦБНТИ Минуглепрома СССР. – М.,1988. 107. Ягодкин Ф.И., Прокопов А.Ю., Мирошниченко М.А. Анализ развития конструктивных и технологических решений жесткой армировки вертикальных стволов. // Горный информационно-аналитический бюллетень – М.: МГГУ, 2004. – №10. – С. 235-238. 108. Ягодкин Ф.И., Страданченко С.Г. Возведение армировки вертикальных стволов на участках деформирующегося массива// Научно-технические проблемы разработки твердых полезных ископаемых юга России: Сборник научных работ и докладов конференции ЮРО АГН, ШаО РАЕН, ЮРЦ РАЕН – Шахты: Изд-во ЮРО АГН, 1999. – С. 78-81. 109. Ягодкин Ф.И., Страданченко С.Г., Прокопов А.Ю. Защита армировки вертикальных стволов от влияния сложных горно-геологических условий// Научнотехнические проблемы строительства и охраны горных выработок: Сб. науч. тр. / Новочерк. гос. техн. ун - т. Новочеркасск: НГТУ, 1996. – С. 18 – 24.

191

Приложение 1 Графики для определения коэффициентов ослабления жесткости консолей при расчете безрасстрельных армировок

Рис. П.1.1. Графики для определения коэффициента ослабления лобовой жесткости консольно-распорных армировок в точке 1

Рис. П.1.2. Графики для определения коэффициента ослабления лобовой жесткости консольно-распорных армировок в точке 2

192

Рис. П.1.3. График для определения коэффициента ослабления лобовой жесткости консольных армировок

Рис. П.1.4. Графики для определения коэффициента ослабления боковой жесткости консольно-распорных армировок в точке 1 193

Рис. П.1.5. Графики для определения коэффициента ослабления боковой жесткости консольно-распорных армировок в точке 2

Рис. П.1.6. График для определения коэффициента ослабления боковой жесткости консольных армировок

194

Приложение 2 Графики для определения жесткостных и динамических параметров системы «сосуд-армировка»

Рис. П.2.1. Графики изменения координаты ξ точки приложения силы на пролете между ярусами в зависимости от lg σ и параметра ∆/δ

195

Рис. П.2.2. Графики изменения коэффициентов нагрузок βM и βQ в зависимости от lg σ и координаты ξ  точки приложения силы: а – при σк=0; б – при σк = ∞ 196

Рис. П.2.3. Графики изменения функции жесткости f(ξ) проводника в зависимости от lg σ и координаты ξ точки приложения силы: а – при σк=0; б – при σк = ∞

197

ОГЛАВЛЕНИЕ ВВЕДЕНИЕ......................................................................................................... 3 1. ИСТОРИЯ РАЗВИТИЯ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ................................................................... 5

1.1. ИЗ ИСТОРИИ АРМИРОВАНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ ............................. 5 1.2. АНАЛИЗ РАЗВИТИЯ КОНСТРУКТИВНЫХ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ ЖЕСТКОЙ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ ..................... 7 2. АНАЛИЗ СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ И ПЕРСПЕКТИВ РАЗВИТИЯ АРМИРОВКИ ...................................... 12

2.1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА АРМИРОВАНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ ШАХТ И РУДНИКОВ ......................................... 12 2.2. СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ И ПЕРСПЕКТИВЫ ПРИМЕНЕНИЯ МНОГОРАССТРЕЛЬНЫХ, БЕЗРАССТРЕЛЬНЫХ И КАНАТНЫХ АРМИРОВОК . 14 2.3. СИСТЕМА СОВРЕМЕННЫХ ТРЕБОВАНИЙ И РЕШЕНИЙ ЖЕСТКОЙ АРМИРОВКИ .......................................................... 18 2.4. ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ АРМИРОВКИ .......................... 23 3. БЕЗРАССТРЕЛЬНЫЕ СХЕМЫ И КОНСТРУКЦИИ АРМИРОВКИ......................................................... 25

3.1. ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЕ БЕЗРАССТРЕЛЬНОЙ АРМИРОВКИ В ОТЕЧЕСТВЕННОЙ И ЗАРУБЕЖНОЙ ПРАКТИКЕ ............................................ 25 3.1.1. Консольные армировки ................................................................... 25 3.1.2. Консольно-распорные армировки .................................................. 29 3.1.3. Блочные армировки ......................................................................... 33 3.2. ТЕХНИЧЕСКИЕ ПРЕДЛОЖЕНИЯ ПО УНИФИКАЦИИ СХЕМ И КОНСТРУКЦИЙ БЕЗРАССТРЕЛЬНОЙ АРМИРОВКИ .................................... 36 3.3. ИССЛЕДОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ БЕЗРАССТРЕЛЬНОЙ АРМИРОВКИ НА КОНЕЧНО-ЭЛЕМЕНТНОЙ МОДЕЛИ ................................... 51 3.3.1. Построение конечно-элементной модели консольно-распорной армировки .................................................. 51 3.3.2. Расчет параметров безрасстрельной армировки на конечно-элементной модели ..................................................... 53 3.3.3. Исследование влияния геометрических параметров армировки на жесткость конструкции....................................... 56 3.4. МЕТОДИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РАСЧЕТА БЕЗРАССТРЕЛЬНЫХ АРМИРОВОК ............................................................... 64 3.4.1. Основные положения...................................................................... 64 198

3.4.2. Определение жесткостных характеристик консольных балок............................................................................. 66 3.4.3. Определение горизонтальных динамических нагрузок, действующих в системе «сосуд-армировка» ............................... 71 3.4.4. Расчет прогибов проводников ....................................................... 73 3.4.5. Расчет напряжений в проводниках .............................................. 73 3.4.6 Реализация методики расчета параметров безрасстрельной армировки на ЭВМ ............................................ 74 3.5. ТЕХНОЛОГИЯ АРМИРОВАНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ БЕЗРАССТРЕЛЬНЫМИ КОНСТРУКЦИЯМИ ................................................... 76 3.5.1. Анализ технологических особенностей армирования стволов безрасстрельными конструкциями армировки............. 76 3.5.2. Конструкция и технология применения монтажных шаблонов.................................................................... 80 3.5.3 Технология и организация работ при армировании ствола ........ 82 3.6. ОЦЕНКА ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ И ТЕХНОЛОГИЧНОСТИ БЕЗРАССТРЕЛЬНЫХ СХЕМ И КОНСТРУКЦИЙ АРМИРОВКИ ......................... 89 4. КОНСТРУКЦИИ АРМИРОВКИ ДЛЯ ГЛУБОКИХ СТВОЛОВ...... 97

4.1. АНАЛИЗ КОНСТРУКЦИЙ АРМИРОВКИ И ОСОБЕННОСТЕЙ ИХ РАБОТЫ В ГЛУБОКИХ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛАХ ...................................................... 97 4.2. НОВЫЕ ТЕХНИЧЕСКИЕ РЕШЕНИЯ АРМИРОВКИ ГЛУБОКИХ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ .................................................... 103 4.3. МОДЕЛИРОВАНИЕ РАБОТЫ БЕЗРАССТРЕЛЬНОЙ АРМИРОВКИ С ДОПОЛНИТЕЛЬНОЙ ОПОРНОЙ ВЕТВЬЮ ................................................ 109 4.4. ОБОСНОВАНИЕ ДЕФОРМАЦИОННЫХ ПАРАМЕТРОВ АРМИРОВКИ С ДОПОЛНИТЕЛЬНОЙ ОПОРНОЙ ВЕТВЬЮ ............................ 118 4.5. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СХЕМЫ МОНТАЖА АРМИРОВКИ С ДОПОЛНИТЕЛЬНОЙ ОПОРНОЙ ВЕТВЬЮ ................................................ 123 4.5.1. Основные требования и особенности технологии армирования .............................................................. 123 4.5.2. Технология и организация работ по последовательной схеме. 124 4.5.3. Технология и организация работ по совмещенной схеме ......... 129 4.6. ОЦЕНКА ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ АРМИРОВКИ С ДОПОЛНИТЕЛЬНОЙ ВЕТВЬЮ ............................................ 132 5. АРМИРОВАНИЕ СТВОЛОВ В СЛОЖНЫХ ГОРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ ......................................... 135

5.1. АНАЛИЗ СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ СПОСОБОВ ЗАЩИТЫ ЖЕСТКОЙ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ И ЗАДАЧИ ИХ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ..................................................... 135

5.1.1. Анализ эксплуатации вертикальных стволов в сложных горно-геологических условиях....................................................... 135 199

5.1.2. Характер нарушений крепи и армировки стволов .................... 138 5.1.3. Анализ известных способов защиты жесткой армировки вертикальных стволов от проявлений горного давления ......... 141 5.2. ОСНОВНЫЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ ПРОСТРАНСТВЕННОЙ АРМИРОВКИ С ОПИРАНИЕМ ВНЕ ЗОНЫ ДЕФОРМИРУЮЩЕГОСЯ МАССИВА ................................................................................................ 146

5.2.1. Технические требования............................................................... 146 5.2.2. Основные конструктивные решения .......................................... 147 5.3. ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПРОСТРАНСТВЕННОЙ КОНСТРУКЦИИ АРМИРОВКИ НА УЧАСТКАХ ДЕФОРМИРУЮЩЕГОСЯ ПОРОДНОГО МАССИВА ............... 151 5.4. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ПРОСТРАНСТВЕННОЙ КОНСТРУКЦИИ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ ШАХТ НА УЧАСТКАХ ДЕФОРМИРУЮЩЕГОСЯ ПОРОДНОГО МАССИВА ...................................... 157

5.4.1. Постановка задачи ....................................................................... 158 5.4.2. Определение параметров жесткости ....................................... 160 5.4.3. Определение силовых параметров .............................................. 163 5.4.4. Расчет из условия ограничения прогиба проводников .............. 167 5.5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ АРМИРОВКИ ................................ 171 5.6. ТЕХНОЛОГИЯ АРМИРОВАНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ ШАХТ НА УЧАСТКАХ ДЕФОРМИРУЮЩЕГОСЯ ПОРОДНОГО МАССИВА .................... 174 5.6.1. Разработка технологии армирования стволов шахт .............. 174 5.6.2. Промышленная проверка разработанной технологии армирования................................................................................... 178 5.7. ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА РАЗРАБОТАННОЙ ТЕХНОЛОГИИ ................... 179 5.8. ЗАРУБЕЖНЫЙ ОПЫТ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ АРМИРОВКИ С ОПИРАНИЕМ ВНЕ УЧАСТКОВ ДЕФОРМИРУЮЩЕГОСЯ МАССИВА .......................................................... 181

ЗАКЛЮЧЕНИЕ ............................................................................................. 183 БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК ...................................................... 185 ПРИЛОЖЕНИЕ 1. Графики для определения коэффициентов ослабления жесткости консолей при расчете безрасстрельных армировок .......................................................................................................192 ПРИЛОЖЕНИЕ 2. Графики для определения жесткостных и динамических параметров системы «сосуд-армировка»......................195

200

Научное издание Альберт Юрьевич Прокопов Сергей Георгиевич Страданченко Михаил Степанович Плешко НОВЫЕ РЕШЕНИЯ В ПРОЕКТИРОВАНИИ ЖЕСТКОЙ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ Редактор Л.И. Павленко Корректор Е.А. Подорожняк Компьютерный набор: А.Ю. Прокопов Компьютерная верстка: Л.Е. Ткаличева Подписано в печать

г. Формат 60×84

1 . 16

Бумага офсетная. Печать оператив-

ная. Печ. л. . Уч.-изд. л. . Тираж 300 экз. Заказ № Адрес редакции и издателя: 344006, г. Ростов-на-Дону, ул. Большая Садовая, 105, Ростовский госуниверситет, тел. 64-05-00 Адрес редколлегии серии «Технические науки»: 346428, г. Новочеркасск, ул. Просвещения, 132, тел. (факс) 5-53-91; E-mail: [email protected] Центр оперативной полиграфии Южно-Российского государственного технического университета (НПИ) 346428, г. Новочеркасск, ул. Просвещения, 132

201