CC BY
43
УДК 622.28
С.А. Масленников
МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ РАЦИОНАЛЬНОГО МОДУЛЯ ДЕФОРМАЦИИ БЕТОНА В КОМБИНИРОВАННОЙ ЧУГУННОБЕТОННОЙ КРЕПИ
Семинар № 18
#толее широкое применение в по-Х^следние годы комбиниро-ванной чугунно-бетонной крепи выд-вигает на первый план вопросы обеспечения повышения её несущей способности, экономичности и надёж-ности. Аварийные ситуации в стволах на Текелейском руднике [1], горных предприятиях немецкой угольной и калийной промышленности (отмечено 19 подобных случаев, или 78% из описанных [2, 3]), многочисленные случаи потери герметичности и серь-ёзных нарушений в стволах, экс-плуа-тируемых в калийной и горнорудной промышленности России (более 13 случаев [4, 5]) выявили характерную особенность разрушения такой крепи. После демонтажа нарушенных тюбингов выяснялось, что слой бетона находится в удовлетворительном состоянии. Показателен в этом плане случай разрушения крепи вентиляционного ствола рудника «Пийло» [6]. После разборки деформированных колец выяснилось, что бетонная часть крепи не разрушилась, т. е. на момент достижения напряжениями в чугуне тюбингов предельных значений, нап-ряжения в бетоне были допустимыми, и разрушения не произошло, даже при выходе из состояния объёмного сжатия. Учитывая, что объёмная прочность для бетона в 3-4 раза выше прочности при одноосном сжатии можно сделать вывод о недоста-
точном использовании несущей способности бетона в чугунно-бетонной крепи.
Исходя из указанного выше автором предложно (см. [7, 8]), для повышения несущей способности и снижения материалоёмкости комбинированной чугунно-бетонной крепи, за счёт перераспределения напряжений между слоями равнопропорционально пределу прочности их материалов, применять бетоны с повышенным модулем деформации. При этом для каждого сочетания вида тюбинга, деформационных характеристик чугуна, толщины слоя, прочности бетона и диаметра ствола существует одно значение модуля деформации (Е°б) при котором достигается наиболее рациональное распределение напряжений между слоями крепи.
Для определения таких параметров бетона, при которых напряжения в материале крепи будут равнопропорциональны их прочности, автором разработана соответствующая методика расчёта.
Данные о напряжённо-деформи-
руемом состоянии исследуемой крепи получаем путём проведения расчётов, которые установлены нормативными документами [9]. В первую очередь определим расчётную схему. В настоящее время имеют распространение две основные технологические схемы возве-
Рис. 1. Схема к расчёту чугунно-бетонной крепи с передовым бетоном: 1 - условно выделенный при расчёте слой, моделирующий внутренние рёбра тюбингов; 2 - спинки тюбингов; 3 - условно выделенный при расчёте слой, моделирующий внешние рёбра - бетон; 4 - затюбинговый слой бетона; 5 - передовой бетон
дения, и соответственно этому, конструкции чугунно-бетонной крепи. В первом случае, при проходке по замороженным, слабым, неустойчивым породам, в забое возводят, с помощью передвижной опалубки, монолитную бетонную крепь. Чугунные тюбинги устанавливают заходками снизу вверх, оставшееся пространство шириной 100-200 мм, иногда более, заполняют цементнопесчаным раствором. При такой схеме возведения передовая крепь длительное время работает самостоятельно, что приводит к необходимости возводить её значительной мощности. В общем, получаемая конструкция крепи, в этом случае, состоит из трёх слоёв: бетон -цементный раствор/бетон - чугунные тюбинги. Во втором случае, в достаточно устойчивых породах, чугунные тюбинги навешивают из забоя, бетон в за-тюбинговое пространство укладывают заходками длиной до 15 м. через соответствующие отверстия. В этом случае крепь состоит из двух слоёв: бетон - чугунные тюбинги. Предложенный автором способ возведения комбинированной крепи по параллельной схеме [7]
позволяет возводить трёхслойную конструкцию с небольшим отставанием навески тюбингов, что существенно снижает необходимую мощность передового бетона, расширяет область её применения, и, главное, даёт возможность использовать при креплении бетоны с повышенным модулем деформации. Таким образом, в дальнейшем, речь будет вестись только о трёхслойной конструкции крепи, на рис. 1 приведена соответствующая расчётная схема.
В соответствии с принятой расчётной схемой чугунно-бетонной крепи деформационные характеристики первого слоя можно представить как функцию второго, а третьего - второго и четвёртого (см. рис. 1). Таким образом, условие подбора таких характеристик, когда напряжения в слоях будут пропорциональны их несущей способности, сводится к условию достижения пропорциональности напряжений в 1-м (в существующей конструкции крепи внутренние рёбра являются наиболее загруженным слоем и определяют несущую способность крепи в целом) и 4/5-м слоях (бетон).
Расчёт, по предлагаемой методике, выполняется в следующей последовательности:
1. В соответствии с (9) находим значения сЩ и сте(4) при варьировании величин модуля деформации бетона (Еб) и нагрузки на крепь (р04).
2. Определяем относительную величину напряжений:
СТтах
max отн 0(1)
0(1)
Д,
CTmax
„_max отн 0(4)
0(4)
•100, %
ДО
100, %
четное сопротивление чугуна сжатию, относительные напряже-
Л/ГГТг»* .-.-max отн
МПа, ст0(4) ■
ния в бетоне, %; с™- максимальные напряжения, возникающие в бетоне, МПа; Ябо5 -объёмная прочность бетона, МПа;
3. Определяем зависимость с для первого (рёбра тюбингов) и чет
max отн 0
Рис. 2. Зависимость относи-
~ у__max отн »
тельных напряжении (ав )
от модуля деформации бетона
(Еб): 1-12 - графики зависимо max отн гг
сти а в от Е6, при различ-
ных значениях Р04.
вёртого (бетон) слоёв от Еб при варьировании нагрузки на крепь (р04). В качестве примера приведён график, который был получен при расчёте крепи скипового ствола рудника «Мир» (см. рис. 2).
4. Находим величину Еб, для каждого значения р04, при которой выполняется равенство:
0(1)
0(4)
Для этого аппроксимируем полученные данные (см. рис. 2 графики 1-12) полиномиальной функцией второго порядка вида у = а ■ х2 + Ь ■ х + с, где х = Еб,
у = ст“отн. Далее приравниваем уравнения рядов 1=2, 3=4, 5=6, 7=8, 9=10, 11=12 и вычисляя х, находим значения Еб , при которых выполняется условие
где ст™отн - относительные напряжения в чугуне, %; с™ - максимальные напряжения возникающие в чугуне внутренних рёбер тюбингов, МПа; Яч - рас-
0(4) ’
max отн
и соответствующие
'em значения
5. Полученные данные аппроксимируем полиномиальной функцией второго порядка вида
y — ax2 + bx + c,
где x = Еб, y — a-™отн, см. рис. 2, ряд 13.
Скорости роста относительных нагрузок в бетоне и чугуне различны, поэтому добиться соблюдения условия
__max отн _max отн i лап/ ^ ......
<CT(i) — ст— 100% можно лишь при
_ _ „ _ _ max отн
одном значении ств .
Поставим условие сСТаХ — Rf и
стСТт = , т. е. в этом случае
Таблица 1
План и результаты эксперимента
Фактор Уровни факто ра Полученное значение F-распределе- ІІІІИ Значение F-распределения при 95%. Влияние фактора
1 2 3 4
A Диаметр ствола, Б, м 6 7 8 9 59,5 4,76 Влияет
B Толщина стенки тю- 8тюб , мм 40 60 80 100 524,7 4,76 Влияет
C Класс бетона по прочности В 20 30 40 50 256,9 4,76 Влияет
D Толщина слоя бетона, 8б , м 0,2 0,3 0,4 0,5 2,9 4,76 Не влияет
cjmax
maxотн 0(1)
"0(1)
R
ч
_max
= 100%
^maxотн = 0(У = 100%, таким образом
0(4)
R0
находим наиболее рациональное значение Еб при заданных условиях (графическое выражение см. рис. 2 точка пересечения графиком 13 уровня
СТ0
_max отн
= 100%).
Для нахождения зависимости величины Е°° от конструктивных параметров крепи и характеристик ствола с помощью метода четырёхфакторной классификации в Греко-латинском квадрате (10) были определены основные влияющие факторы, см. табл. 1. Полученные в результате расчёта значения, уточнялись методом последовательных приближений.
Из данных приводимых в табл. 1 видим, что на величину Е°° существен-но влияют три фактора: диаметр ствола, толщина стенки тюбинга, прочность бетона. Влияние толщины слоя бетона по сравнению с остальными факторами оказалось незначительным.
Далее для нахождения искомых зависимостей выполнялся расчёт значений Е°° для всех сочетаний трёх определённых выше влияющих факторов, в процессе расчёта они уточнялись методом
последовательных приближений. Итоговые уравнения были найдены аппроксимацией в виде Е°6 = / (В,8тюб) (см. табл. 2).
Как видно из табл. 2, значение коэффициента корреляции Я характеризующего форму и тесноту связи между исходными данными и выведенными уравнениями приближённо равно единице, т. е. полученные уравнения, близки к функциональной зависимости.
Результат проведённого исследования заключается в следующем.
1. Для наиболее распространённой конструкции комбинированной крепи были выделены факторы, существенно влияющие на величину Е°б, таковыми
оказались: диаметр ствола, толщина
стенки тюбинга, прочность бетона. Влияние толщины слоя бетона по сравнению с остальными факторами оказалось несущественным.
2. Установлен характер зависимости рационального модуля деформации бетона Е°б в многослойной крепи от толщины спинки тюбинга и класса прочности бетона, которая описывается полиномом второй степени.
3. Полученные зависимости имеют высокую степень корреляции, приближающуюся к 1 и по достоверности близки к исходной расчётной схеме.
и
Таблица 2
Полученные зависимости
Диаметр ствола в свету D,м Выявленная зависимость Коэффициент корелляции R
6 Е° =(0,000482-0,08668+1,4812)В2+(-0,045882 + 15,5188+1110)В+(0,27068г+318,578+11625) 0,999787 « 1
6,5 Е° =(-0,002882 0,42628-18,4)В2 +(0,159182 -16,9918+2327,3)В+(-2,75 82 +761,98-6415,5) 0,999835245 « 1
7 Е° =(-0,005882 +0,89568-36,163)В2 +(0,327882 -43,9568+3334,6)В+(-4,903182+1089,68-20421) 0,999865 « 1
7,5 Е° =(-0,0073 82+1,15948-46,313)В2+(0,412282 -58,629 8+3887,8)В+(-5,934482+12548-27808) 0,999923843 « 1
8 Еб =(-0,008582+1,34038-53.306)В2+(0,484682 -69,355 8+4276,2)В+(-7,001982+1393,28-33554) 0,999893 « 1
8,5 Е° =(-0,007282 + 1,16388-48,15)В2+(0,37482 -54,2888+3794,5)В+(-5,27582 +1142,58-26062) 0,999970074 « 1
9 Е° =(-0,006182 +1,02948-44,963)B2 +(0,298482 -44,3648+3512)B+(-4,140682+978,268-21713) 0,999981 « 1
4. Установленные зависимости позволяют определять наиболее рациональное значение Е°6 для каждого из типовых диаметров стволов в зависимости от вида применяемых тюбингов и класса бетона.
5. Полученные результаты являются основой для проектирования рациональных конструктивных пара метров чугунно-бетонной крепи.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Мирзаев Г.Г. Проходка стволов в сложных горно-геологических условиях Теке-лийского рудника / Г.Г. Мирзаев, Ю.С. Обручев. М.: Цветметинформация, 1969. - 49 с.
2. Мирзаев Г.Г. Крепь горных выработок глубоких рудников / Г.Г. Мирзаев, А.Г. Прото-сеня, Ю.Н. Огородников, В.И. Вхарев. М.: Недра, 1984. - 252 с.
3. Ольховиков Ю.П. Крепь капитальных выработок калийных и соляных рудников. М.: Недра, 1984. - 238 с.
4. Fischer P. Untersuchung über das Verhalten von Schächten im nicht standfesten Deckgebirge unter bergbaulicher Zwängung am Beispiel des niederrheinisch-westfälischen Steinkohlengebirges; Dissertation zur Erlangung des akademischen Grades Doktor-Ingenieur / Peter Fischer; Technische Universität Bergakademie Freiberg. - Freiberg, 2006 - 140 S.
5. Reuther E.-U. Lehrbuch der Bergbaukunde. Essen: Verlag «Glückauf» GmbH, 1989. -812 с.
6. Сергеев С.В. Разработка методов диагностики и прогноза напряжённого состояния крепи вертикальных стволов в сложных горногеологических условиях: дис. на соискание учёной степени доктора технических наук 05.15.04 / Сергей Валентинович Сергеев; Тульский гос. ун-т. - Тула, 1997. - 211 с.
7. Масленников С.А. Обоснование выбо-
ра технологической схемы возведения чугунно-бетонной крепи на примере ски-пового ствола рудника «Мир». Перспективы развития Восточного Донбасса. Часть 1: сб. науч
тр./Шахтинский институт (филиал) ЮРГТУ (НПИ). - Новочеркасск: УПЦ «Набла» ЮРГТУ (НПИ), 2008. - С. 199 - 206.
8. Масленников С.А. Перспективы совершенствования двухслойной чугунно-
бетонной крепи вертикальных стволов. Тезисы докладов 2-й междунар. научн.-пр. конф. "Перспективы освоения подземного пространства".
- Д.: Национальный горный университет, 2008.
- С. 37-40.
9. Руководство по проектированию подземных горных выработок и расчёту кре-
пи/ВНИМИ, ВНИИОМШС Минуглепро-ма СССР. - М.: Стройиздат, 1983. - 272 с.
10. Хартман К. Планирование эксперимента в исследовании технологических процессов / К. Хартман, Э. Лецкий, В. Шеффер -М.: Мир, 1977. - 552 с.
11. Булычёв Н.С. Механика подземных сооружений. - М: Недра, 1994. - 382 с. ЕЕШ
— Коротко об авторе -------------------------------------------------------------------
Масленников С.А. - ассистент каф. ППГСиСМ, Шахтинский институт (филиал) Южно -Российский государственный технический университет (Новочеркасский политехнический институт), каф. «Подземного, промышленного, гражданского строительства и строительных материалов».
Доклад рекомендован к опубликованию семинаром № 18 симпозиума «Неделя горняка-2009». Рецензент д-р техн. наук, проф. Е.В. Кузьмин.
---------------------------------------- © С.А. Масленников, 2009
УДК 622.28
С.А. Масленников
ОБОСНОВАНИЕ РАЦИОНАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ КОМБИНИРОВАННОЙ ЧУГУННО-БЕТОННОЙ КРЕПИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ
Семинар № 18
'П связи с усложнением усло-вий X-# проходки вертикальных стволов в последние десятилетия всё более широкое применение находят многослойные крепи. В частности в сложных горно-
геологических условиях при проходке по слабым, несвязным породам, при наличии высоконапор-ных подземных вод широко применяют один из видов комбинирован-
ных кре-пей - чугунно-бетонную. Из последних, наиболее крупных проектов, в которых использовали данный тип крепи, нужно упомянуть строительство 5 стволов по заказу компании «Алроса» на двух руд-никах «Мир» и «Удачный», самого глу-бокого в Евразии (1865 м.) ствола ВС-7 рудника «Таймырский», вертикального ствола ш. «Северная вентиляционная
