CC BY
29
© Ю.В. Вчерашняя, 2016
УДК 622.258
Ю.В. Вчерашняя
ОЦЕНКА НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ УЗЛОВ КРЕПЛЕНИЯ БЕЗЪЯРУСНОЙ АРМИРОВКИ ГЛУБОКИХ ВЕНТИЛЯЦИОННЫХ СТВОЛОВ
Проведен анализ требований, предъявляемых к конструкциям армировки вертикальных стволов. Предложена конструкция безъярусной армировки с низким аэродинамическим сопротивлением движению воздушной струи. Выполнено численное моделирование конструкций армировки в различных условиях при варьировании параметров армировки методом конечных элементов. Установлено, что максимальные главные напряжения возникают в анкерных стержнях узла крепления при действии горизонтальной нагрузки от подъемного сосуда в перпендикулярном направлении. Интенсивность максимальных главных напряжений возрастает при увеличении горизонтальных нагрузок на армировку и длины анкерной консоли. При увеличении суммарной площади поперечного сечения стержней напряжения нелинейно уменьшаются. Максимальная несущая способность участков заделки анкерных консолей определяется величиной главных напряжений в наиболее нагруженной зоне заделки у внутренней стенки ствола. При достижении в материале заделки значений напряжений, превышающих предел прочности по условию Кулона-Мора, в заделке образуется зона запредельного деформирования. Ее наличие приводит к существенному снижению жесткости анкерной консоли относительно исходного значения. Эти результаты хорошо согласуются с данными эксплуатации анкерных узлов крепления армировки, которые свидетельствуют о постепенном снижении жесткости узлов по мере их ослабления и росте деформаций армировки под нагрузкой. Ключевые слова: вертикальный ствол, армировка, набрызгбетон-ная крепь, узел крепления, анкер, напряженно-деформированное состояние, несущая способность.
В настоящее время глубина сооружаемых вертикальных стволов в России превысила двухкилометровую отметку и постоянно увеличивается. Это приводит росту проектных требований к основным конструкциям ствола — крепи и армировки.
Вертикальные стволы, оснащенные армировкой, входят в комплексы подземных сооружений горнодобывающих пред-
приятий, метрополитенов, автомобильных и железнодорожных тоннелей, гидроэлектростанций. Тип и конструкция армиров-ки оказывает существенное влияние на определение диаметра ствола, сроков и стоимости строительства сооружения, а также величину эксплуатационных затрат при проветривании выработок.
В вентиляционных стволах конструкции жесткой арми-ровки должны характеризоваться низким аэродинамическим сопротивлением движению воздушной струе. Исследования, выполненные в работах [1, 2], показали, что аэродинамическое сопротивление ствола во многом определяется схемой армировки. Наихудшие показатели имеют многорасстрельные схемы с большим количеством центральных и хордальных расстрелов. Отказ от ярусов рамной системы, разгромождение центральной части ствола позволяют снизить аэродинамическое сопротивление армировки в 2—3 раза и более.
Другим направлением по уменьшению этого показателя является увеличение обтекаемости поперечного сечения элементов армировки. Наиболее распространенные на практике в России двутавровые и коробчатые профили расстрелов характеризуются большим аэродинамическим сопротивлением из-за наличия выступающих плоскостей и углов. Более эффективным является применение элементов армировки обтекаемого профиля [1, 2].
С учетом сказанного предложена концепция безъярусной армировки вентиляционных стволов с креплением проводников непосредственно к стенкам ствола, которая удовлетворяет приведенным выше требованиям. Ее основным отличием является применение вместо ярусов рамного, консольно-рас-порного и блочного типа облегченных анкерных узлов крепления, индивидуальных для каждой ветви проводника [3].
Для оценки работоспособности предложенной конструкции произведен анализ напряженно-деформированного состояния безъярусной армировки с помощью численного моделирования в программе «Лира 10.4». В ее основе применен метод конечных элементов в форме перемещений. С использованием возможностей программы разработана серия пространственных конечно-элементных моделей участков вентиляционных стволов с безъярусной армировкой при различных исходных параметрах узлов крепления.
Модели имеют пространственною форму в виде полого цилиндра с внешним диаметром и высотой более трех диаметров
Рис. 1. Численная модель участка ствола с безъярусной армировкой: а) общий вид модели; б) фрагмент модели с узлом крепления армировки
ствола (рис. 1, а). Элементы безъярусной армировки, набрызг-бетонной крепи и пород массива состоят из пространственных изопараметрических восьмиузловых конечных элементов, позволяющих определять параметры напряженно-деформированного состояния как континуальных объектов, так и массивных конструкций.
Граничные условия модели заданы в виде ограничений перемещений узлов внешней цилиндрической грани породного массива модели в перпендикулярном направлении, а также вертикальных перемещений узлах верхней и нижней грани.
Типовой узел безъярусной армировки включает в себя (рис. 1, б): отрезок проводника 1, опорную плиту 2, анкерные стержни 3, выполненные из толстостенных труб. Анкерные стержни закрепляются в набрызбетонной крепи 4 и породном массиве 5.
На армировку передаются горизонтальные динамические нагрузки от движущегося подъемного сосуда. Они определяются для стандартных типов клетей и прикладываются в виде сосредоточенных сил к головке рельса. Нагрузки на крепь от горного давления прикладываются в форме контактных напряжений к внешней цилиндрической грани набрызгбетон-ной крепи. Для всех конструкций задается режим учета собственного веса [4, 5].
Для проведения определенной серии расчетов формируется таблица расчетных сочетаний усилий, позволяющая исследовать комплексное влияние нагрузок на армировку и крепь
№ п/п Наименование параметра Значение (диапазон варьирования) параметра
1. Параметры вертикального ствола
1.1 Диаметр стволов, м2 5,0; 6,0; 7,0
1.2 Глубина стволов, м 750-2000
2. Параметры армировки
2.1 Тип проводника Рельс Р50
2.2 Стандартная толщина опорной плиты, мм 20
2.3 Суммарная площадь поперечного сечения стержней анкерных консоли, см2 21,98-28,26
2.4 Расстояние от опорной плиты до стенки ствола (длина анкерной консоли), мм 250-500
2.5 Глубина заделки стержней анкерных консолей, мм 400-1000
3. Параметры крепи
3.1 Толщина крепи, мм 250-300
3.2 Класс бетона набрызгбетонной крепи В20, В25, В30
3.3 Удельный вес бетона крепи, кН/м3 0,024
4. Параметры породного массива
4.1 Модуль деформации горных пород, МПа 0,15—0,4-105
4.2 Коэффициент поперечной деформации пород 0,3
5. Нагрузки
5.1 Горизонтальная динамическая нагрузка на проводник армировки, кН 5 30
5.2 Вертикальное горное давление, МПа 20,25-54,0
5.3 Горизонтальное горное давление, МПа 8,68-23,14
ствола. Все нагрузки делятся на постоянные и временные в соответствии с действующими нормативными документами. Исходные параметры моделей и диапазоны варьирования данных приведены в таблице.
Результаты расчета моделей при варьировании исходных данных в соответствии с таблице показали, что во всех рассмотренных расчетных случаях максимальные главные напря-
Рис. 2. Интенсивность максимальных главных напряжений в анкерных стрежнях узла крепления, выполненных из толстостенных труб 45x10мм
жения возникают в анкерных стержнях узла крепления безъярусной армировки при действии горизонтальной нагрузки от подъемного сосуда в перпендикулярном направлении Максимумы напряжений наблюдаются в конечных элементах анкерных стрежней, примыкающих к участку заделки. На рис. 2 представлена диаграмма — поверхность изменения максимальных главных напряжений в анкерных стержнях при различных величинах горизонтальных нагрузок на армировку и длине анкерных консолей.
Рис. 3. Зависимости максимальных главных напряжений в анкерных стержнях различной длины от суммарной площади их поперечного сечения (величина горизонтальных нагрузок на армировку 15 кН)
Интенсивность максимальных главных напряжений возрастает при увеличении горизонтальных нагрузок на армировку и длины анкерной консоли. При увеличении суммарной площади поперечного сечения стержней анкерной консоли интенсивность максимальных главных напряжений нелинейно уменьшается. Соответствующие зависимости для анкерных консолей различной длины приведены на рис. 3.
Изменение величины заделки анкерных стрежней, диаметра и глубины ствола, толщины набрызгбетонной крепи, модулей деформации бетона и пород, в указанных в таблице диапазонах, не оказывает существенного влияния на интенсивность максимальных главных напряжений в анкерных стержнях. Результаты моделирования показывают, что при стандартной длине анкерных консолей их требуемая несущая способность может быть обеспечена путем правильного подбора размеров поперечного сечения стержней.
На втором этапе численного моделирования выполнен анализ напряженно-деформированного состояния участков заделки безъярусной армировки. Существующая Методика расчета жесткой армировки ВНИИОМШС предусматривают рассмотрение узлов анкерной заделки с позиций оценки несущей способности узла по допускаемым напряжениям среза в бетоне:
[т] = 0,75^Я • Пп1, МПа (1)
где Яъ — расчетное сопротивление бетона осевому сжатию для предельных состояний первой группы; Яы — расчетное сопротивление бетона осевому растяжению для предельных состояний первой группы.
Следует отметить, что данные рекомендации разработаны в 80-х годах прошлого века на основе стендовых испытаний анкеров на выдергивание по аналогии с методиками испытаний шахтной анкерной крепи. В тоже время работа анкеров в узлах крепления армировки принципиально отличается от шахтной крепи. Как показывает практика, разрушение узлов крепления происходит вследствие постепенного разрушения материала заделки от стенки ствола вглубь заделки. Это приводит к постепенному ослаблению узла крепления и росту деформаций армировки. Данные процессы значительно ускоряются вследствие процессов коррозии, а также при некачественном выполнении работ по монтажу армировки [6].
Оценка несущей способности заделки производилась на основании анализа максимальных главных напряжений в материа-
Расстояние от устья с
Рис. 4. Изменение главных напряжений в заделке анкера по ее длине
ле заделки согласно теории прочности Кулона-Мора, а также срезающих напряжений на контакте анкер — материал заделки. Прочностные свойства материала заделки с учетом рекомендаций принимались равными прочности бетона крепи.
На рис. 4 показана характерная картина распределения главных напряжений в материале заделки (цементно-песчаный бетон класса В25) по ее глубине.
Как видно из рис. 4, максимальные главные напряжения в заделке возникают на участке длиной 3 см от стенки ствола и далее интенсивно уменьшаются.
На величину средних срезающих напряжений в заделке оказывает влияние длина заделки и соотношение модулей деформации бетона крепи и пород массива. Пример данных зависимостей показан на рис. 5.
Установлено, что увеличение заделки более 45 см в рассмотренном диапазоне параметров армировки уже не дает ощутимого эффекта повышения несущей способности узла крепления и
2 031 !
| 078 2 0.27
0.26
2 0.25
25
30
35
10
— ----- Еп/£б=1,0 "
--— , -
Еп/Е6=2,0
йЪ
50
° Длина заделки, см
Рис. 5. Изменение средних срезающих напряжений в заделке в зависимости от ее длины при различном соотношении модулей деформации бетона крепи и пород массива
идет в запас его прочности в случае ослабления заделки в процессе длительной эксплуатации. При этом длина заделки стержня анкера не влияет на интенсивность максимальных главных напряжений в выявленной нагруженной зоне вблизи стенки ствола.
Результаты сравнительного анализа главных и срезающих напряжений показывают, что во всех рассмотренных расчетных случаях несущая способность заделки анкерных консолей определяется величиной максимальных главных напряжений в выявленной нагруженной зоне (см. рис. 5) и соответствующим коэффициентом запаса несущей способности, определенным из условия прочности Кулона-Мора. Косвенным подтверждением выявленных закономерностей напряженно-деформированного состояния узлов заделки анкерных консолей являются полученные шагово-итерационным методом результаты моделирования узлов заделки на запредельной стадии деформирования. При достижении в материале заделки значений напряжений, превышающих его предел прочности по условию Кулона-Мора, программой автоматически задавались параметры остаточной прочности материала заделки. Они составляли 4—6% от начальной прочности. Таким образом, начиная от устья ствола по длине заделки при достижении критических напряжений образовывалась зона запредельного деформирования. Ее наличие приводило к существенному снижению жесткости анкерной консоли относительно исходного значения. В качестве примера на рис. 6 представлен пример полученной зависимости для анкеров сечением 40x10 мм.
Эти результаты хорошо согласуются с данными по опыту эксплуатации анкерных узлов крепления армировки, которые свидетельствуют о постепенном снижении жесткости узлов по
0,6
О 0.5 1 1,5 2 2.5 3 3,5 1 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 Протяженность участка запредельного деформирования материала заделки, см
Рис. 6. Снижение относительной жесткости анкерной консоли при появлении участков запредельного дампирования заделки анкеров
мере их ослабления и росте деформаций армировки под нагрузкой [7].
В целом выполненный комплекс исследований позволяет создать предпосылки для более широкого внедрения на практике ресурсосберегающих конструкций безъярусной армировки. Оптимальной областью применения разработок являются вентиляционные стволы глубиной более 1000 м, диаметром в свету 4,5—6,0 м, пройденные в породах I и II категории по СП 91.13330.2012 и оборудованные вспомогательным клетевым подъемом невысокой интенсивности.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Kempson W.J., Webber-Youngman R.C.W., Meyer J.P. Optimizing shaft pressure losses through computational fluid dynamics modelling // Journal of the Southern African Institute of Mining and Metallurgy, 2013, no 113, pp. 931-939.
2. Kempson W.J. Designing energy-efficient mineshaft systems // Essays innovate, 2014, no 9, pp. 76-79.
3. Прокопов А.Ю., Плешко М.С. Безрасстрельная армировка вертикального шахтного ствола: пат. 2232274 Рос. Федерация: МПК: 7E 21D 7/02 A; заявитель и патентообладатель Южно-Российский государственный технический университет (Новочеркасский политехнический институт). — № 2002133794/03; заявл. 15.12.2002; опубл. 10.07.2004.
4. Плешко М.С., Прокопов А.Ю., Басакевич С.В. Исследование работы участка крепления безрасстрельной армировки вертикального ствола при комплексном действии нагрузок // Известия высших учебных заведений. Северо-Кавказский регион. Технические науки. — 2007. — № 4. — С. 84—86.
5. Плешко М.С., Крошнев Д.В. Особенности совместной работы системы «армировка — крепь — породный массив» в глубоких вертикальных стволах // Горный информационно-аналитический бюллетень. — 2005. — № 8. — С. 168—171.
6. Прокопов А.Ю., Купенко И.В., Коваленко В.В. О долговечности жесткой армировки в условиях агрессивных шахтных вод // Горный информационно-аналитический бюллетень. — 2010. — № 8. — С. 334— 340.
7. Прокопов А.Ю., Страданченко С.Г., Плешко М.С. Новые решения в проектировании жесткой армировки вертикальных стволов: монография. — Ростов-на-Дону: Изд-во журн. «Изв. вузов. Сев.-Кавк. регион». — 2005. — 216 с. ЕШ
КОРОТКО ОБ АВТОРЕ
Вчерашняя Юлия Валерьевна — аспирант,
Ростовский государственный университет путей сообщения
(РГУПС), e-mail: [email protected].
udc 622.258 Yu.V. Vcherashnyaya
EVALUATION OF THE BEARING CAPACITY OF THE ATTACHMENT OF DEEP VENTILATION SHAFT EQUIPMENT
The analysis of the requirements for constructions mine shaft equipment. The design no-tiered mine shaft equipment with a low aerodynamic resistance movement of the air stream. Numerical modeling mine shaft equipment structures under different conditions by varying the parameters of reinforcement of the finite element method. It is found that the maximum stresses occur in the top anchor rod mount under the action of horizontal load by lifting the container in a perpendicular direction. The intensity of the maximum principal stress increases with the horizontal loads on the mine shaft equipment of the anchor and the length of the console. By increasing the total cross-sectional area decreases non-linearly tension rods. Maximum load-bearing capacity of anchor embedment areas console is determined by the principal stresses in the most loaded zone sealing against the inner wall of the mine shaft. Upon reaching the material sealing stress values greater than the tensile strength of the condition of Mohr-Kulon, in the sealing of a zone of limiting deformation. Its presence significantly reduces the rigidity of the anchor console relative to the starting value. These results agree well with the data operation mine shaft equipment anchor attachment points, which indicate a gradual decrease in stiffness units as they weaken and growth mine shaft equipment deformations under load.
Key words: vertical shaft, mine shaft equipment, shotcrete lining, knot of fastening, anchor, stress-strain state, load bearing capacity.
AUTHOR
Vcherashnyaya Yu.V., Graduate Student, e-mail: [email protected], Rostov State Transport University, 344038, Rostov-on-Don, Russia.
REFERENCES
1. Kempson W.J., Webber-Youngman R.C.W., Meyer J.P. Optimizing shaft pressure losses through computational fluid dynamics modelling. Journal of the Southern African Institute of Mining and Metallurgy, 2013, no 113, pp. 931—939.
2. Kempson W.J. Designing energy-efficient mineshaft systems. Essays innovate, 2014, no 9, pp. 76-79.
3. Прокопов А.Ю., Плешко М.С. Patent RU2232274 7E21D 7/02A, 10.07.2004.
4. Pleshko M.S., Prokopov A.Yu., Basakevich S.V. Izvestiya vysshikh uchebnykh zave-deniy. Severo-Kavkazsskiy region. Tekhnicheskie nauki. 2007, no 4, pp. 84-86.
5. Pleshko M.S., Kroshnev D.V. Gornyy informatsionno-analiticheskiy byulleten'. 2005, no 8, pp. 168-171.
6. Prokopov A.Yu., Kupenko I.V., Kovalenko V.V. Gornyy informatsionno-analitiches-kiy byulleten'. 2010, no 8, pp. 334-340.
7. Prokopov A.Yu., Stradanchenko S.G., Pleshko M.S. Novye resheniya vproektiro-vanii zhestkoy armirovki vertikal'nykh stvolov: monografiya (New design solutions for rigid mine shaft equipment, monograph), Rostov-on-Don, Izd-vo zhurn. «Izv. vuzov. Sev.-Kavk. region», 2005, 216 p.
