книги / Стационарные установки шахт

12.Коробчатые проводники применяются при подъемных сосудах всех видов в сочетании

сроликовыми направляющими с эластичной поверхностью качения. Характеристики амор­ тизирующих элементов роликовых направля­ ющих определяются расчетом. Кроме рабочих роликовых направляющих устройств на подъ­ емном сосуде обязательно устанавливаются не­ посредственно на несущей конструкции обо­ собленные предохранительные башмаки сколь­ жения.

13.Каждое звено смонтированного коробча­ того проводника должно быть зафиксировано специальными упорами или болтами по месту от смещений в горизонтальном направлении на каждом ярусе, а от вертикальных смеще­ ний — хотя бы на одном ярусе.

Вспомогательные приварные упорные эле­ менты допускаются как на расстрелах, так и на проводниках.

Установка пружинных шайб на основных болтовых соединениях не допускается.

14.Стыки звеньев проводников могут рас­ полагаться на ярусах и между ними 1281.

Конструкция стыка должна обеспечивать мон­ таж и демонтаж звена проводника в любом месте ствола при полностью смонтированной армировке без газорезных и сварочных работ.

Стыкуемые коробчатые проводники должны иметь конструктивные элементы, расположен­ ные внутри проводника, предотвращающие сме­ щение рабочих поверхностей сопрягаемых звеньев.

15.При монтаже проводников следует учи­ тывать, что максимальный зазор в стыке звеньев при наинизшей эксплуатационной температуре

встволе не должен превышать 6 мм.

При изготовлении проводников и их монтаже в стволе следует также учитывать максималь­ ный перепад температуры окружающей среды, для того чтобы обеспечить указанные выше зазоры в стыках при эксплуатации с учетом коэффициента температурного расширения (сжатия) материала проводников 1281.

16. Параметры подъемного сосуда (расстоя­ ния между жесткими направляющими, поло­ жение их относительно центра тяжести, жесткостные характеристики и т. д.) приводятся в соответствии с расчетом армировки.

Навеска в заармированный ствол подъемного сосуда со случайными геометрическими и ди­ намическими характеристиками без предвари­ тельного проверочного расчета на устойчивость движения не допускается.

17. Армировка пригодна к эксплуатации при проектных параметрах работы подъемной уста­ новки, если все узлы соединений и заделки

Рис. 4.184. Допуски на отклонения размеров взаимо­ заменяемых накладных расстрельных лежек для рельсо­ вых проводников

расстрелов находятся в исправном состоянии, а относительные смещения из-за непрямолинейности рабочих поверхностей металлических про­ водников, измеряемые в горизонтальной пло­ скости по отношению к вертикали на двух смежных ярусах, не будут превышать следу­ ющих значений: при шаге армировки 4 м и более — 5 мм, при шаге армировки меньше 4 м — 4 мм. Для деревянных проводников это смещение допускается при любом шаге не свыше 7 мм.

18. При проектировании эксплуатационных параметров подъемных установок в суточном балансе времени работы подъема следует учи­ тывать время, необходимое на осмотр и уход за подъемными сосудами, посадочными, за­ грузочными и разгрузочными устройствами и армировкой ствола в функции его глубины.

Время на ежедневный осмотр комплекса шахтного подъема и уход за ним необходимо

полные и неполные 100 м сверх того преду­ сматривать 8 мин.

Инженерный расчет армировки на устойчивость движения подъемного сосуда в проводниках двустороннего расположения

При разработке теории инженерного расчета 1301 положения границ, разделяющих области устойчивых и неустойчивых режимов, задача

одвижении подъемного сосуда в проводниках

спериодически изменяющейся жесткостью рас­ сматривалась в детерминистической постановке

при следующих основных допущениях:

Рис. 4.185. Графики безразмерных функций поперечной жесткости проводника в пределах пролета между рас­ стрелами для различных значений параметра а

и соответственно учтено в инженерной методике расчета.

Инженерный расчет армировки на динами­ ческую устойчивость во всех случаях ведется в предположении, что сосуд имеет жестко за­ крепленные направляющие устройства, что яв­ ляется также целесообразным и в случае упруго подвешенных рабочих направляющих [25, 27, 30].

Как указывалось выше, особенность поведе­ ния сосуда определяется, прежде всего, харак­ тером периодически изменяющейся жесткости упругих проводников.

При определении функции жесткости пред­ полагалось, что проводник представляет собой балку, укрепленную на упруго оседающих и упруго поворачивающихся равно отстоящих друг от друга опорах (расстрелах). В резуль­ тате решений соответствующих канонических уравнений метода перемещений функции жест­ кости табулированы в зависимости от основного безразмерного параметра армировки

— В\р----2”»®) Ч"С2(2 — В)^дс — йф-{-

Лрф + С3 (г + А) (у + Лф) А +

+ С3 (г — В) {у — Вф) В — Уф9ё = 0;

•^0® Ч- [— Ci (2 + А)^х -|- Лф — jr®)

+ Сг(г ~Ь А) (*4" ^ф 4" “g- ®) —

— Са(2Ч-В) (х — Вхр-----|- 0 )ч -

+ С2(г — В)(^х — Вф -f ~2~ j ~2—

— Уфб ф = 0,

где х, у, ф, ф, 0 — линейные перемещения

центра тяжести и угловые повороты подъемного сосуда; т, Уф, J$, У0, / 6ф — масса и централь­

ные моменты инерции груженого сосуда; Сг (г), С.2 (г) — функции боковой жесткости обеих ни­ ток проводников; С3 (г) — функция лобовой жесткости проводников; г — vt — текущая ко­

ордината центра тяжести сосуда, движущегося по вертикали со скоростью v; s — ширина

колеи.

Подробное изучение свойств полученной си­ стемы позволило обнаружить необходимые ус­ ловия, при которых она распадается на пять несвязанных дифференциальных уравнений типа Матье—Хилла: центробежные моменты инерции подъемного сосуда равны нулю; функ­ ции жесткости обеих ниток проводников в бо­ ковом направлении одинаковы;1 расстояние между направляющими устройствами на со­ суде кратно шагу армировки; центр тяжести сосуда с грузом расположен на одинаковых расстояниях от направляющих устройств со­ суда.

Наиболее благоприятным случаем с точки зрения обеспечения устойчивости движения при наиболее интенсивных режимах работы

Рис. 4.186. Расчетная схема и система координат для подъемного сосуда с двусторонними проводниками

системы является одновременное выполнение всех перечисленных условий.

При полном или частичном выполнении этих условий в системе возникают колебания, близ­ кие к нормальным, т. е. независимые колебания по соответствующим степеням свободы. Эта особенность, а также заведомое отсутствие вну­ треннего резонанса на наинизшей частоте пред­ определяют существование одночастотного ре­ жима движения линейной системы, описывае­ мой обобщенным дифференциальным уравне­ нием типа Матье—Хилла [22]:

/ (|) — обобщенная безразмерная периодиче­ ская функция жесткости, параметрически за­

( р 2 = , - ^ р - ) ; *■— частотный мультиплика­

тор, величина которого зависит от конструк­ тивных размеров сосуда и его инерционных характеристик.

Таким образом, области режимов движения сосуда (нерезонансного и резонансного) могут быть определены из условия существования соответственно устойчивых и неустойчивых ре-

l4N

vV\

v\

Vv

Рис. 4.187. Диаграмма устойчивости движения подъ­ емного сосуда

шений уравнения (4.56). Здесь под устойчи­ востью решений подразумевается их равно­ мерная ограниченность при | —» сю, а неустой­ чивые решения соответствуют неограниченному возрастанию перемещений точек контактиро­ вания сосуда с проводниками.

Известные свойства решений уравнения (4.56), вытекающие из общей теории Флоке [441, позволяют записать функциональное уравнение границ областей устойчивости в пло­ скости переменных р и а:

[U а) + V (Хр, а) Р — 4 = 0, (4.57)

где функционалы U и V являются частными

решениями уравнения (4.56) в конце периода функции / (g) при единичных начальных усло­ виях в начале периода.

Нахождение корней функционального урав­ нения (4.57) производилось численными мето­ дами на ЭВМ, в результате чего была опреде­ лена зона основного демультипликационного резонанса, т. е. область неустойчивых (резо­ нансных) решений. При этом выяснено, что для каждого фиксированного параметра а,

т. е. для данной конструкции армировки, в за­ висимости от параметра р могут существовать три принципиально различных режима работы (рис. 4.187):

дорезонансный режим, когда величина пара­ метра р превышает некоторое критическое зна­ чение ркрх, что соответствует скорости движе­ ния сосуда V < v Kpl (зона I);

зарезонансный режим, когда величина пара­ метра р меньше некоторого критического зна­

чения ркр а, что соответствует скорости движе­ ния сосуда V > окр а (зона //);

резонансный режим, когда величина пара­ метра р находится между двумя значениями ркр 1 и ркр а, т. е. при скорости движения сосуда в пределах окр1< v < v Kp2 (зона III).

Теоретически система может удовлетвори­ тельно работать лишь в двух первых режимах, однако при втором рабочем режиме неизбежен переход довольно широкой области параметри­ ческого резонанса.

Исследования показали, что переход через резонанс в рассматриваемом случае возможен лишь при движении сосуда с ускорением не менее 5—6 м/с2 и при оборудовании его направ­ ляющими устройствами с сильным демпфиро­ ванием. Некоторые другие соображения, вы­ текающие из анализа решений уравнений в не­ линейной постановке, дали основание остано­ виться на единственно приемлемом в настоящее время дорезонансном режиме работы подъем­ ной установки.

Таким образом, зная четкую границу резо­ нансной зоны по отношению к дорезонансному режиму движения, можно всегда указать такое минимально возможное значение параметра р, при котором для каждого конкретного значе­ ния а решения уравнения (4.56) будут устой­

чивыми. Однако это еще не означает, что ампли­ туды колебаний сосуда не будут превышать тех значений, при которых может наступить разрушение проводников или других элемен­ тов конструкции. Очевидно, что по мере при­ ближения точки режима работы установки к границе резонансной зоны должно наблю­ даться соответственное увеличение амплитуд колебаний сосуда. Это предположение основы­ вается на том, что рассматриваемая система нелинейная. Следовательно, для установления минимальных значений параметра р, при кото­ рых амплитуды колебаний сосуда не будут превышать допустимых, определенных из усло­ вий прочности и нормальной кинематики, не­ обходимо учесть те важнейшие нелинейности, которые наиболее существенно влияют на ха­ рактер движения. Такими нелинейными ха­ рактеристиками прежде всего являются за­ зоры, существующие между направляющими устройствами и проводниками, а также непрямолинейность проводников.

Определение амплитудно-частотной характе­ ристики системы (рис. 4.188) для каждого конкретного значения параметра а на основе

решения соответствующих нелинейных урав­ нений позволило отыскать необходимые за­ пасы устойчивости движения [К 1, которые являются обобщенным критерием работоспо-

Рис. 4.188. Амплитудно-частотные характеристики коле­ баний сосуда для некоторых значений параметра а (пунк­ тирные линии соответствуют критическим значениям Ркр i); А — амплитуда прогиба проводника под напором сосуда; Ô — зазор в паре «сосуд—проводник»

собности рассматриваемой системы «сосуд— армировка».

Если определить действительный запас устой­ чивости как отношение критического значения скорости движения сосуда к рабочей скорости или, точнее,

Следует сказать, что это условие должно выполняться как в отношении лобовых колеба­ ний сосуда, так и боковых, т. е. к системе предъявляется требование удовлетворительной работы проводников армировки при их попе­ речном изгибе в двух взаимно перпендикуляр­ ных направлениях.

Таким образом, для каждой конкретной подъемной установки можно указать то пре­ дельное значение интенсивности (ти2)доп, свыше которого сосуд начинает колебаться в провод­ никах с недопустимыми амплитудами. В случае несоблюдения условия (4.59) система окажется неработоспособной. При этом можно различать две формы процесса разрушения конструкции:

или нескольких циклов подъема; вторая — ра­ бота системы вблизи резонансной области, когда от чрезмерных упругих прогибов провод­ ников возможны выходы сосуда из направля­ ющих, постепенное нарастание пластических деформаций проводников, усталостное разру­

Рис. 4.189. Номограмма для предварительного выбора параметров армировки

шение элементов конструкции армировки со временем.

При проектировании армировки ствола важно расчетом определить основные параметры си­ стемы, чтобы действительный запас устойчи­ вости движения был больше допустимого. Для решения этого вопроса было изучено влияние основных конструктивных и динамических фак­ торов на изменение запасов устойчивости си­ стемы. При этом выяснилось, что параметры системы будут оптимальными при следующих условиях: геометрическая конфигурация со­ суда и компоновка масс его конструкции должны быть такими, чтобы центр тяжести располагался на вертикальной оси посредине между верхними и нижними направляющими устройствами; расстояние по вертикали между направляющими устройствами на сосуде долж­ но быть кратным шагу армировки.

Эти требования обеспечивают абсолютный экстремум запаса устойчивости системы.

Остальные параметры системы не поддаются оптимизации, если рассматривать только дина­ мические факторы. Тем не менее, для них всегда можно указать значения, приводящие к относительному экстремуму запаса устой­ чивости по условиям минимума металлоем­ кости армировки.

На практике это делается следующим обра­ зом.

Для нескольких имеющихся типоразмеров проводников определяются требуемые опти­ мальные шаги армировки. По значениям С0, h, J с помощью специально построенной номо­

граммы (рис. 4.189) находится жесткость рас­ стрельных балок и в результате сравнения металлоемкости армировки для каждого типо­ размера проводника выбирается наивыгодней­ ший вариант.

Выбранные предварительно элементы армировки подвергаются дальнейшему провероч­ ному расчету с целью определения действитель­ ных и допустимых запасов устойчивости.

Исходные данные для расчета должны быть

жения груженого подъемного сосуда vt см/с;

центральные моменты инерции подвешенного

конструкция рамы подъемного сосуда (для скипов) и данные о моментах инерции сечений элементов остова рамы относительно двух цен­ тральных осей X и Y — J р м ( л ) , J Рм ( б ) > см4;

вертикальные расстояния от горизонтальной плоскости, проходящей через центр тяжести груженого сосуда до нижней и верхней жестких направляющих (или предохранительных баш­ маков в случае подпружиненных рабочих на­

ширина колеи (расстояние между лобовыми гранями проводников в горизонтальной пло­ скости) s, см;

предпочтительный тип проводников (дере­ вянные, рельсовые, коробчатые);

вид крепления ствола (монолитный бетон, кирпичная или бетонитная кладка, тюбинги); схема конструкции армировки и геометри­

ческие характеристики ее элементов.

Предварительный выбор основных параметров армировки

По конструктивным и технико-экономическим соображениям принимаются шаг армировки и виды профилей для расстрелов и проводников.

Приняв определенный типоразмер провод­ ника, по удвоенному значению (ma2)pacq и зна­ чению лобового момента инерции его сече­ ния Jл для шага армировки h по номограмме

(см. рис. 4.189) определяется необходимая ло­ бовая жесткость расстрелов в месте крепления проводника С„ (л) (номограммное значение).

Для пользования номограммой необходимо на прозрачном материале вычертить транспа­

рант, помещенный в левом верхнем углу (см. рис. 4.189).

На номограмме отыскивается линия уровня ближайшего большего значения (mv2) по сравне­

армировки h и коэффициенту Кн (точка Л).

Для удобства на номограмме проводится линия, параллельная оси абсцисс и соответству­ ющая lg J л, после чего необходимо совместить

точку О транспаранта с этой линией так, чтобы прямая 00' была параллельной оси ординат.

Затем транспарант передвигается по гори­ зонтали до тех пор, пока точка А не совместится с линией требуемого уровня (mv2)H В этом

положении транспаранта определяется значе­ ние логарифма лобовой жесткости, как проек­ ция точки О на шкалу значений lg С (ось

абсцисс) номограммы.

Боковая жесткость расстрела Сн (номограммная) определяется аналогично лобовой, но при этом (mv2)paC4 не удваивается, берется значе­

ние бокового момента инерции сечения про­ водника.

Для деревянных проводников при пользо­

По найденным номограммным значениям Сн (Л) и Сн (б) в зависимости от схемы яруса армировки (табл. 4.79) определяются необходимые зна­ чения моментов инерции сечения расстрельной балки. Из двух расчетных значений моментов инерции У„ (л) и J « (б) при выборе профиля рас­

стрела необходимо руководствоваться большим значением.

По сортаменту проката принимается профиль с ближайшим большим значением момента инерции.

Если схема яруса армировки представляет собой рамную конструкцию, как показано в табл. 4.79 (схема III), то по значению лобовой жесткости С„ (Л) определяются моменты инерции сечений расстрелов, несущих проводники, а по значению боковой жесткости С„ (б> определяются моменты инерции сечений коренных расстрелов.

В случае конструкции яруса согласно схе­ ме I (см. табл. 4.79) момент инерции сечения коренного расстрела 4 принимается не менее

максимального момента инерции сечения рас­ стрелов, несущих проводники. При этом вы­ сота сечения коренного расстрела должна-быть

с? [4/^ а>1 (3/£ — дг)2]

равной или больше высоты присоединенных расстрелов.

Выбранные ориентировочно по номограмме профили расстрелов необходимо проверить по­ следующим расчетом, где учитываются осталь­ ные немаловажные факторы, оказывающие су­ щественное влияние на значение допустимой скорости движения.

Расчет фактических жесткостных характе­ ристик расстрелов выполняется с учетом усло­ вий закрепления их концов, влияния допол­ нительных связей конструкции армировки

ит. д.

Необходимая эффективная глубина заделки

расстрела в крепь ствола рассчитывается по формуле [57 1

момент инерции сечения расстрела относительно

вертикальной оси; со — угол между осью рас­ стрела и нормалью к поверхности крепи ствола в месте заделки (рис. 4.190); т — коэффициент постели, зависящий от вида крепи (для моно­

в соответствии с известными методами строи­ тельной механики определяется по формуле

—b o j X j — • • — S Q N XN

ав случае крепления двух спаренных провод­ ников лобовая жесткость расстрела опреде­ ляется по формуле

—à0jX[- м . ^ ÔOAMV

где значения X/ определяются из системы алге­

браических уравнений

Число уравнений системы (4.64) равно числу дополнительных упругих связей N на рас­

стреле.

Податливости Д/ дополнительных связей на расстреле определяются в зависимости от вида

где 10 — длина пальца; F0 — площадь попереч­

ного сечения пальца.

В случае соединения параллельных расстре­ лов поперечной связью (см. рис. 4.190, а и б, расстрел 5) жесткость этой связи принимается

равной поперечной жесткости присоединенного расстрела в точке примыкания связи и рассчи­ тывается соответственно конкретным схемам, приведенным ниже в зависимости от схемы яруса.

Коэффициенты влияния 6ljt в зависимости от

схемы яруса и принятой расчетной схемы определяются по нижеприведенным формулам.

Схема яруса рис. 4.190, а, расстрелы /, 2, 3 (расчетная схема рис. 4.191, а):

где V, — коэффициент влияния заделки рас­

стрела (определяется по графику рис. 4.193

6'7 — vT

Схема яруса рис. 4.190, б, расстрелы 2, 3, 4

(расчетная схема рис. 4.191, б):