CC BY
20
ГЕОЛОГИЯ И ГОРНОЕ ДЕЛО
УДК 622. 258. 3.
ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ УЧАСТКА КРЕПЛЕНИЯ БЕЗРАССТРЕЛЬНОЙ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНОГО СТВОЛА ПРИ КОМПЛЕКСНОМ
ДЕЙСТВИИ НАГРУЗОК
© 2007 г. М.С. Плешко, А.Ю. Прокопов, С.В. Басакевич
Рассмотрим участок ствола в месте крепления яруса безрасстрельной армировки при комплексном действии нагрузок на крепь и армировку со стороны породного массива и движущегося подъемного сосуда.
Геометрические параметры яруса определяются принятой схемой проектного сечения ствола. В настоящее время проектирование и строительство вертикальных стволов осуществляется на основании типовых технических решений, разработанных головными институтами. В Донбассе широкое распространение получили типовые схемы Южгипрошахта [1], в которых определены следующие параметры:
- диаметр стволов;
- глубина стволов;
- число и тип подъемов;
- 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.
На основании данных схем учеными ШИЮРГТУ (НПИ) при участии авторов разработан альтернативный ряд безрасстрельных схем армировки, несущие элементы которых, в зависимости от нагрузок на ар-мировку, могут быть решены в консольном, консоль-но-распорном и блочном исполнении.
На рис. 1 в качестве примера представлена без-расстрельная схема Кб-4 клетевого ствола при кон-сольно-распорной конструкции яруса. Принятые в данном исследовании характеристики схемы представлены в табл. 1. При консольном исполнении армировки из схемы исключаются элементы типа распор 1. В случае блочного исполнения к основным несущим консолям добавляется вертикальный распор. Геометрические параметры участка А (рис. 1) для различных вариантов несущего яруса приведены в табл. 2.
Примем для дальнейшего рассмотрения консольное исполнение несущего яруса. Исследование работы участка А (рис. 1) при комплексном действии нагрузок с помощью аналитических методов не представляется возможным. В связи с этим прибегнем к численным математическим методам.
В настоящее время при решении задач геомеханики наибольшее распространение получил метод конечных элементов.
1800
2200
1800
Рис. 1. Безрасстрельная схема клетевого ствола Кб-4
Таблица 1
Характеристика схемы армировки Кб-4
Наименование параметра Значение параметра
Диаметр ствола, м 8,0
Шаг армировки, м 4,0
Тип и число подъемных сосудов, шт Две клети, 5200x1500 мм
Масса груженой клети, кг 23490
Тип и размеры профиля проводников, мм Коробчатые, 160х160х11 мм
Тип и размеры консолей, мм Коробчатые, 160х100х10 мм
Способ крепления консолей к крепи ствола 4 анкерами
Тип профиля анкеров Труба, 40х10 мм
С помощью программного комплекса Лира 9.0 были выполнены построение и расчет модели, представляющий собой объемный участок породного массива с пройденным и закрепленным стволом и установленным несущим элементом армировки (рис. 2).
а б
Рис. 2. Численная модель ствола с армировкой: а - общий вид объемной модели; б - фрагмент модели в точке крепления консоли армировки
Таблица 2
Геометрические параметры несущего элемента безрасстрельной армировки при различном исполнении
Схема
Описание
Консольное исполнение несущего элемента
Консольно-распорное исполнение несущего элемента
Блочное исполнение несущего элемента
Диаметр породного массива был принят равным 5 диаметрам ствола, высота участка - 2,5 диаметрам. В качестве крепи ствола рассмотрен монолитный бетон класса В20, толщина крепи 300 мм
Крепь и породный массив разбивались на объемные конечные элементы (КЭ) в виде универсального пространственного изопараметрического восьмиузло-вого КЭ, предназначенного для определения напряженно-деформированного состояния континуальных объектов и массивных пространственных конструкций.
Консоль и опорная плита разбивались на КЭ типа изгибаемых пластин, анкера моделировались в виде стержневых КЭ, жестко связанных с КЭ крепи ствола. Для проведения расчетов была сформирована таблица расчетных сочетаний усилий (РСУ), позволяющая исследовать комплексное влияние нагрузок на крепь и армировку. Все нагрузки были разделены на постоянные и кратковременные. К постоянным отнесены собственный вес элементов и нагрузка на крепь со стороны породного массива, определенная по методи-
ке [2]; к кратковременным - динамические воздействия со стороны подъемного сосуда.
Динамические воздействия со стороны подъемного сосуда разбиваются на боковую и лобовую составляющую и определяются согласно [3] по формуле
р л(б) =
2п 2 8,
(mV2 )
,л(б)
где 5„ - зазор на сторону между рабочими или предохранительными направляющими скольжения и проводником; кр - коэффициент влияния типа рабочих направляющих подъемного сосуда; к - шаг армировки, м; ил(б) - коэффициент, учитывающий эксцентриситет центра масс груженого сосуда относительного искривления проводников, и др.
Выполненный в работах [2, 3] анализ показал, что данная формула не позволяет учесть все особенности взаимодействия подъемного сосуда и армировки и при проведении расчетов необходимо также учитывать такие кратковременные нагрузки, как кориолисо-ва сила Рк, развивающаяся в процессе движения сосуда по шахтному стволу; аэродинамические силы, возникающие в месте встречи подъемных сосудов Ра вст; силы от крутящего момента в канате, вызванного действием растягивающей нагрузки Рм; вертикальные силы, возникающие вследствие неточности установки проводников в процессе строительно-монтажных работ или изменения первоначального положения проводников в процессе эксплуатации Рсм.
На основании вышесказанного были определены значения нагрузок Рл(б), а также значения дополнительных воздействий на армировку при изменении скорости движения подъемного сосуда с 4 до 9 м/с.
Расчеты показали, что значения нагрузок Рм, и Рсм при данных параметрах системы малы и могут не учитываться в дальнейших исследованиях. Значения остальных нагрузок приведены в табл. 3.
С целью оценки влияния дополнительных воздействий на армировку на напряженно-деформированное состояние (НДС) элементов системы расчет моделей производился при двух вариантах таблицы РСУ: в первом случае армировка загружалась только нагрузками Рл(б), а во втором дополнительно учитывалось действие кориолисовой силы Рк и аэродинамической
силы Ра вст.
Суммарные усилия от динамических воздействий определялись по формуле
kf „ N = < £
где N1 - обобщенное усилие от 1-й формы колебаний; к/- учитываемое количество форм колебаний.
В результате расчетов определялись все компоненты НДС в элементах армировки, крепи и породного массива.
На первом этапе был произведен анализ НДС консоли армировки при различном сочетании нагрузок.
Таблица 3
Величина нагрузок на армировку при различной скорости движения клети по стволу
Скорость движения клети, V, м/с Масса груженой клети, m, кг Интенсивность подъема (I = mV2), МДж Рл(б), кН Рк, кН Р кН 1 а вст? ^^
4 23490 0,38 5,0 0,7 3,2
5 - 0,59 7,8 0,9 4,2
6 - 0,85 11,3 1,0 4,1
7 - 1,15 15,4 1,2 4,5
8 - 1,50 20,1 1,4 5,0
9 - 1,90 25,4 1,6 5,6
Первоначально определялись главные напряжения в центре тяжести каждого КЭ консоли в его срединной поверхности
(/ \ 2 А>2
СТ „ + СТ ,
Ст, 2 = -
- +
Ст „ +СТ ,
+т:
Далее определялись эквивалентные напряжения в соответствии с 3-й теорией прочности (наибольших касательных напряжений), широко применяемой для металлов а Э = а 1 - а 3.
Полученные величины эквивалентных напряжений сравнивались максимально допустимыми [с], принятыми в соответствии с [3] равными 230 МПа.
На рис. 3 представлен график зависимости максимальных эквивалентных напряжений в консоли от интенсивности подъема при учете только кратковременных нагрузок ,Pл(б) (сэкв), а также при комплексном действии кратковременных нагрузок, приведенных в табл. 3 (с экв).
СТ „
600 500 400 300 200 100 0
0,38
59 0,85 1,15 1,50 I, МДж
Рис. 3. График зависимости максимальных эквивалентных напряжений в консоли от интенсивности подъема при различных сочетаниях нагрузок
Как видно из графика, учет дополнительных воздействий на армировку приводит к уменьшению области применения консольной армировки в 1,92 раза, в связи с чем вытекает необходимость обязательного рассмотрения дополнительных воздействий на арми-ровку при ее проектировании.
На втором этапе моделирования анализировалось влияние воздействий, передаваемых армировкой на НДС крепи ствола.
В вертикальных стволах при равномерной внешней нагрузке монолитная бетонная крепь небольшой толщины в радиальных сечениях испытывает внецен-тренное сжатие с малым эксцентриситетом. Учитывая вязкопластические свойства бетона, условие прочности в данном случае принимается в виде a m < Rb, где
am - средние по сечению нормальные тангенциальные напряжения a m = 0,5 (ain + a ex); Rb - расчетное сопротивление бетона одноосному сжатию; ain, aex -соответственно напряжения на внутреннем и внешнем контурах крепи.
Обработка результатов расчетов показала, что средние нормальные тангенциальные напряжения в крепи в месте крепления консоли армировки увеличиваются с ростом интенсивности подъема и могут значительно превышать соответствующие значения на участках крепи вне ее влияния.
Так, например, при увеличении скорости движения клети с 4 до 9 м/с напряжения am в крепи ствола на участке крепления консоли, находящемся на глубине 700 м (модуль упругости пород 20-103 МПа), возрастают в 1,2 - 1,9 раз по сравнению с обычным участком крепи.
В целом проведенные исследования показали, что при проектировании параметров крепи и армировки вертикальных стволов должны учитываться дополнительные воздействия на армировку, прежде всего кориолисова и аэродинамическая силы, а также влияние армировки на крепь ствола при прохождении в рассматриваемом участке подъемного сосуда, что позволит более точно определять параметры рассматриваемых конструкций.
Литература
1. Типовые материалы для проектирования 401-011-87-89. Сечения и армировка вертикальных стволов с жесткими проводниками / Южгипрошахт. Харьков, 1989.
2. Булычев Н.С. Механика подземных сооружений: Учеб.
для вузов. М., 1994.
3. Инструкция по проектированию и монтажу армировки вертикальных стволов шахт с креплением элементов армировки на анкерах РД. 12.18.089 - 90 / ВНИИОМШС. Харьков, 1990.
Шахтинский институт Южно-Российского государственного технического университета (Новочеркасского политехнического института)
7 ноября 2006 г.
Стэкв, МПа
