CC BY
19
УДК 622.258.3
С. Г. Страданченко
МОДЕЛИРОВАНИЕ И ПРОМЫШЛЕННОЕ ПРИМЕНЕНИЕ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ АРМИРОВКИ СТВОЛОВ НА УЧАСТКАХ ДЕФОРМИРУЮЩЕГОСЯ ПОРОДНОГО МАССИВА
Семинар № 3
ш щ ри проходке и эксплуатации вер-
-И. тикальных стволов в условиях деформирующегося породного массива применяются самые разнообразные методы и средства защиты армировки от нарушений, описанные в литературе [1-4] и др. 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 автором были разработаны новые конструктивные решения и технологии армирования вертикальных стволов, обеспечивающих безремонтную эксплуатацию армировки в условиях деформирующегося породного массива [5]. Обеспечение работоспособности армировки на участке деформирующегося породного массива достигается применением пространственных конструкций с разрывом связи в системе «крепь - армировка».
Согласно [6], 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 для участков деформирующегося массива, разработанных в [5] 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 Южгипро-шахта [7]. Высота конструкции изменяется от 12,5 м до 31,25 м с шагом армировки
- 6,252 м.
Исходя из конструктивных решений разработанной армировки, принята следующая расчетная схема (рис. 1).
Узел соединения опорных расстрелов 1 с крепью ствола 2 моделируем шаровым шарниром. Согласно исследованиям, выполненным во ВНИИГМ
им. М.М. Федорова [8], 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 ар-
мировку с определенным запасом прочности.
Соединения проводников 3 с расстрелами 1 и 5 считаем жесткими и вертикальных стоек 4 с расстрелами 1 - шарнирными, а с расстрелами 5 - жесткими. Связь конструкции с регулярной армировкой моделируется консолями 6 с шарнирными опираннями по концам.
Так как нагрузки от движущегося
Рис. 1. Расчетная схема
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...» [9]. 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 [9], 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. 1).
Скорость движения клетей изменяется от 0 до 12 м/с. Исследуем ИДС конструкции армировки при движении клетей с различной скоростью.
Исследование работы конструкции выполняем, используя метод конечных элементов (МКЭ). Как известно, МКЭ дает приближенное решение задачи об опреде-
Таблица 1
Характеристика клетей
Типоразмер клети Масса порожней клети, кг Тип и масса груженой вагонетки, кг Масса груженой клети, кг
1НОВ255-3.2 2800 ВГ-1.4 3625 6425
1НОВ360-6.0 4000 ВГ-2.5 6300 10300
1НОВ400-9.0 6000 ВД-3.3 9120 15120
1НОВ520-15.0 8990 ВД-5.6 14500 23490
2НОВ 360-11.5 7900 ВГ-2.5 6300 20500
2Н0В400-15.0 9990 ВД-3.3 9120 28230
2Н0В520-15.0 12240 ВД-5.6 14500 41240
лении 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 конечноэлементной моделью
я ■ 2 = Р,
где Я (п, п) - матрица жесткости конструкции; 2 (п) - вектор обобщенных перемещений узлов; Р - вектор внешних силовых воздействий, п - число степеней свободы.
Элементы матрицы жесткости конструкции вычисляются суммированием элементов матриц жесткости отдельных конечных элементов.
Условие равновесия конечного элемента составляется на основании принципа возможных перемещений
(Зп)1 §-|(££)Т <Г с1У = 0, (1)
V
где п и § - 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.
Размерность векторов п и § обусловлена числом степеней свободы конечного элемента, а векторов е и а - типом конечного элемента и принятой технической теорией. Так конечный элемент пространственной рамной конструкции в рамках технической теории изгиба имеет 12 степеней свободы (три линейных и три угловых смещения в каждом узле), а векторы е и а имеют вид
£ = 7 ;° = 7.
Полагаем, что е = БФи = БП ; а = Ее , (2)
где Б - дифференциальный матричный оператор, вид которого зависит от типа конечного элемента; Ф -
так называемая матрица функций формы; Е - матрица упругости материала.
Подставляя соотношения (2) в уравнение равновесия (1) и учитывая,
что Зе = ВЗП, имеем
Т ( Л
(зи) § БТ EБUdV = 0. (3)
V V )
Так как уравнение (3) должно выполняться при любых возможных перемеще-/ л
ниях, то § _ |БТEБUdV и = 0, и,
V V У
следовательно, § - гП = 0 .
Матрица жесткости отдельного конечного элемента
г = |БТEБdV .
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 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; физико-меха-нические
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 конечно-элементной модели.
Конечно-элементная модель исследуемой конструкции (рис. 2) 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
Рис. 2. Конечно-элементная модель пространственной конструкции армировки
(табл. 1), 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.
Для полученных значений величин прогибов среднего яруса пространственной конструкции армировки, подобраны аппроксимирующие выражения зависимости величины прогибов конструкции С от скорости движения клетей V и высоты конструкции армировки Н, т.е. С = /(V, Н) (табл. 2).
Минимальный коэффициент корреляции полученных выражений составил Я = 0,84, т.е. между величиной прогиба, скоростью движения клетей и высотой пространственной конструкции армировки существует тесная связь, близкая к функциональной. Т.о. найдено, что величина прогиба среднего яруса конструкции описывается полиномом второй степени и зависит от высоты конструкции и скорости движения клетей. Кроме того, доказана возможность применения таких конструкций армировки и определена целесообразная область их применения.
Таблица 2
Результаты аппроксимации зависимости С = /(V, Н)
Типоразмер клети Выражение, определяющее максимальный прогиб проводника от движущейся клети
1НОВ520-15.0 С = 0,059 - 0,009V - 0,005Н + 9,983-10'5Н2,
1НОВ400-9.0 С = 0,027 - 0,006V - 0,003Н + 6,474-10'5Н2,
1НОВ360-6.0 С = 0,025 - 0,004V - 0,002Н + 4,33-10'5Н2,
1НОВ255-3.2 С = 0,015 - 0,002 V - 0,001Н + 9,961 -Ю'5^ 2,736-10'5Н2,
2Н0В520-15.0 С = 0,102 - 0,015 V - 0,009Н + 0,001 V2 + 0,001 УН,
2Н0В400-15.0 С = 0,07 - 0,01 V - 0,006Н,
2Н0В360-11.5 С = 0,037 - 0,008У - 0,004Н + 8,00Ы0‘5Н2
Предложенные и проверенные расчетом на математической модели конструкции армировки нашли применение в практике сооружения глубоких вертикальных стволов в ближнем и дальнем зарубежье.
Вентиляционный ствол № 8 ш. им. Стаханова ГХК «Селидовуголь» диаметром в свету 7 м закреплен монолитной бетонной крепью толщиной 500 мм. Арми-ровка жесткая. Расстрелы - из двутаврового профиля № 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 ар-мировка была демонтирована и выдана на поверхность. На ее месте смонтировали жесткую армировку в виде пространст-
Рис. 3. 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
венной конструкции высотой 12 м. Опорные расстрелы были забетонированы в лунках глубиной 450 мм выше и ниже нарушенного участка ствола.
Внедрение разработанной при участии автора технологии армирования позволило достичь следующих результатов:
• 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.
Несомненный интерес представляет зарубежный опыт применения в сложных горно-геологических условиях пространственных конструкций армировки, аналогичных разработанным автором. Такой опыт был получен шахтостроителями ЮАР при проходке сверхглубоких вертикальных стволов [10].
Южноафриканской фирмой «Murray & Roberts», специализи-рующейся 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
1. Акимов А.Г., Козел А.М. Защита вертикальных стволов шахт от влияния очистных работ. -М.: Недра, 1969. - 129 с.
2. Козел А.М., Борисовец В.А., Репко А.А. Горное давление и способы поддержания вертикальных стволов. - М.: Недра, 1976.- 293 с.
3. Страданченко С.Г., Голодов М.А. Анализ причин нарушения крепи и армировки вертикальных шахтных стволов и возможные методы их предотвращения// Совершенствование проектирования и строительства угольных шахт: Сб. науч. тр. / Шахтинский ин-т. - Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001.- С. 164-168.
4. Ягодкин Ф.И., Страданченко С.Г., Прокопов А.Ю. Защита армировки вертикальных стволов от влияния сложных горно-геологических условий// Научно-технические проблемы строительства и охраны горных выработок: Сб. науч. тр. / Но-вочерк. гос. техн. ун - т. Новочеркасск: НГТУ, 1996.
- С. 18 - 24.
5. Страданченко С.Г. Технология армирования вертикальных стволов на участках деформи-
расстрелов, не заделанных в стенки ствола и с зазором от них до 1 м (рис. 3).
Применение указанной конструкции позволило обеспечить высокую надежность и безопасность подъема по стволу, эксплуатируемому в весьма сложных горно-геологических условиях.
---------------- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
рующегося породного массива. Дисс. ... канд. техн. наук. - Новочеркасск: НГТУ, 1998. - 101 с.
6. Пособие по проектированию и монтажу жесткой армировки вертикальных стволов шахт и рудников. СНиП 11-94-80. - М.: Недра, 1989. - 160 с.
7. Типовые материалы для проектирования 401-011-87-89. Сечения и армировка вертикальных стволов с жесткими проводниками. - Харьков: Южгипрошахт, 1989.
8. 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.
9. Методика расчета жестких армировок вертикальных стволов шахт. - Донецк: ВНИИГМ им. М.М. Федорова, 1985.- 160 с.
10. Новик Е.Б., Левит В.В., Илъяшов М.А. Опыт сооружения вертикальных стволов в ЮАР.
- Киев: Техшка, 2004. - 64 с.
— Коротко об авторах
Страданченко С.Г. - доктор технических наук, доцент, зав. кафедрой «Подземное, промышленное, гражданское строительство и строительные материалы», директор Шахтинского института Южно-Российского государственного технического университета.
--------------------------------------- © М.Г. Менжулин, Н.В. Соколова,
А.Н. Шишов, 2OO5
УДК 622.02:531:538
М.Г. Менжулин, Н.В. Соколова, А.Н. Шишов СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ РАЗУПРОЧНЕНИЯ
lO3
