Проблемы горного дела и экологии горного производства

Подождите немного. Документ загружается.

131

Литература

1. Литвинський Г.Г. Гайко Г.І., Кулдиркаєв М.І. Сталеве рамне кріплення

гірничих виробок. – К.: Техніка, 1999. – 216 с.

2. Халемендик Ю.М., Александров С.Н., Вишневский В.В. Замковые

соединения усиленной конструкции для повышения устойчивости горных

выработок // Уголь Украины. – 2007. – № 2. – С. 16-19.

УДК 622.023

Страданченко С.Г., д.т.н., проф., Плешко М.С., к.н.т., доц.,

ШИ(ф) ЮРГТУ(НПИ), Россия

ВЛИЯНИЕ АНКЕРОВ НА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ

СОСТОЯНИЕ ПОРОДНОГО МАССИВА В ОКРЕСТНОСТИ СТВОЛА,

ЗАКРЕПЛЕННОГО МОНОЛИТНОЙ БЕТОННОЙ КРЕПЬЮ

Для определения влияния системы анкеров на напряженно-

деформированное состояние породного массива в окрестности ствола,

закрепленного монолитной бетонной крепью воспользуемся решением задачи

теории упругости о действии сосредоточенной силы в упругой плоскости,

ослабленной круглым отверстием.

В произвольной точке

z области

rz ≥ , имеющей координаты

(

)

r ,

под углом

к действительной оси приложим сосредоточенную силу Q

(рис. 1). Она обусловлена возникновением натяжения анкера и определяется с

учетом технологии работ.

Рис. 1. Расчетная схема действия сосредоточенной силы в упругой плоскости,

ослабленной круглым отверстием

132

Из теории упругости [3] известны функции комплексных потенциалов

, характеризующие напряженно-деформируемое состояние бесконечной

плоскости от действия сосредоточенной силы. В нашем случае эти потенциалы

имеют вид

),(

)1(2

)ln(

)1(2

)(

),()ln(

)1(2

)(

iYX

zzz

iYX

ψ+

−

⋅

+χπ

+−

+χπ

χ=ψ

ϕ+−

+χπ

−=ϕ

(1)

где

- проекции силы Q на действительную и мнимую оси

соответственно;

−=χ 43 .

Потенциалы

)(

zϕ и )(

, аддитивно входящие в выражения (1)

определяются в зависимости от дополнительных условий.

В работе [2] показано, что в случае действия сосредоточенной силы в

бесконечной плоскости, ослабленной круглым отверстием, комплексные

потенциалы

ϕ и ψ принимают вид

() () ( ) () ()

()

() () ( ) () ()

()

,lnA

BAlnB

;AlnBlnA

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

ξξ−ξξ

ρ−

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

ξξ

−χ−

−

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

ξξ−ξ

χ−

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

ξξ

−

ξ−ξ

χ−ξ−ξχ=ξψ

ξξ−ξ

ρ−

χ−

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

ξξ

−χ−ξ−ξχ=ξϕ

где

=ξ ,

()

exp

+χπ

−=χ

()

exp

+χπ

θ−

χ=χ

()()

(

)

(

)

expexp

−

=θ−+= iiYXiiYXQ ,

– радиус отверстия.

В случае радиальной установки анкерного стержня направление силы

нормально к контуру отверстия, следовательно

. Для переменной

контур отверстия представляется единичной окружностью

1=ξ , а граница

раздела двух сред окружностью

= .

133

Введем новую переменную

=ζ , тем самым, определив конформное

отображение области

1≥ξ на область

≥ζ

, причем точки внешнего контура

кольца

r≤ξ≤1 (точки границы раздела сред) отображаются на точки

единичной окружности

Для новой переменной комплексные потенциалы примут вид

() () ( )()() ()

()

() () ( )()() ()

()

1ln

;

1lnln

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−−

−

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

−−=

−

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−−−=

ζζζζ

ζζ

ζζζζ

ζζ

χζζχζ

ζζζ

ζζ

χζζχζϕ

ArB

BrA

Вектор смещений выражается через комплексные потенциалы

следующим образом

() () () ()

[]

ζψζϕξζχϕ

ζμχ

−

′

−=u

Для определения поля смещений во всей области

≥ζ зададимся

функцией перемещений в форме

()

()()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

≥ζζ+ζμχ

≤ζ≤ζ+ζμχ

=ζ

,1,,,

,,,

222

111

где

()

- голоморфная функция в кольце 1

≤ζ≤

()

- голоморфная функция во внешности единичной окружности

1≥

, причем

()

u в области 1≥

(

)

u в области 1

≤ζ≤

При

EE = ,

ν=ν функции

(

)

u ,

(

)

u всюду равны нулю.

Условие непрерывности смещений на границе раздела

имеет вид

()

(

)

(

)

(

)

μχ

222111

,,,, uuuu .

Обозначим точку единичной окружности через

()

=σ iexp , тогда

контурное условие будет иметь вид

(

)

(

)

(

)

uuu ,

где

() ( ) ( )

−σμχ=σΔ ,,,,

11221

uuu .

Из этого условия по интегральной формуле Коши [3] определяем

функции

()

u ,

(

)

u следующим образом

134

()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

≥

≤≤

−

∫

;1,0

ζσ

ζσπ

()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

≥ζσ

ζ−σ

≤ζ≤

=ζ

∫

.1,

Представим функцию

(

)

Δu следующим образом

∑

⋅=Δ

fau ,

где

() ()

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−χ

AAa ,

() ()

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−χ

BBa

() ()

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−χ

BBa ,

aa −= ,

() ()

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−χ

−=

AAa

aa −= ,

aa =

aa −= ,

()()

−σ= rf

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

σ⋅ζ

−−=

1ln

f ,

()

σ⋅ζ−ζ

ρ−

f ,

()

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

σ⋅ζ−

f ,

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−−=

1ln

f ,

(

)

[

]

()

σ⋅ζ−ζ

σ⋅−ρ+σ⋅ζ−

f ,

135

(

)

()

ζ−ζ

σ⋅−

f ,

(

)

(

)

()

ζ−σζ

σ⋅ρ−−

f .

Значение интегралов типа Коши от функций

f , 8,1=j в области

≤ζ≤

обозначим через

F , а в области 1≥

- через

F . Таким образом

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

≥ζ

≤ζ≤

=σ

ζ−σπ

∫

.1,

Следовательно

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

≥ζ

≤ζ≤

=σ

ζ−σ

∑

∫

.1,

Пользуясь правилами вычисления интегралов типа Коши [3], определим

функции

F и

F , 8,1=j :

()()

ln ζ−ζ= rF

F ,

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

ζ⋅ζ

−=

1ln

()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

>ρ

≤ρ

ζ⋅ζ−ζ

ρ−

rrr

()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

>ρ

ζ⋅ζ−ζ

ρ−

−

≤ρ

rrr

()

ln ζ−= rF

(

)

()

ln ζ−+

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

ζ⋅ζ−

−= r

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−−=

1ln

136

F ,

()

[]

()

() ()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

>ρ

−ρ+ζ⋅ζ−

−

≤ρ

ζ⋅ζ−ζ

ζ⋅−ρ+ζ⋅ζ−

,1,

()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

>ρ

ζ⋅ζ−ζ

ρ−

≤

,1,

,1,0

()

[]

()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

>ρ

ζ−ζ

ζ⋅−

≤ρ

ζ+ζ⋅ζ+ζ−

rrr

(

)

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

>ρ

≤ρ

ζ−ζ

ζ−

−

()( )

[

]

()( )

()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

>ρ

ζ−ζ

ζ⋅ρ−−

≤ρ

ζ+ζρ−−

−

211

rrr

()( )

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

>ρ

≤ρ

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

ζ−ζ

ζρ−−

222

rrr

Таким образом, определено поле смещений от действия сосредоточенной

силы, приложенной в произвольной точке области

≥ζ .

Литература

Булычев Н.С. Механика подземных сооружений. М.: Недра, 1982. –

270 с.

Завьялов Р.Ю. Теория и методы расчета анкерной крепи

протяженных выработок. – Тула, изд. ТулГУ, 2000. – 162 с.

Мусхелишвили Н.И. Некоторые основные задачи математической

теории упругости. – М.: Наука, 1966. – 707с.

137

УДК. 622. 258. 3.

Сотников М.Б.,

Шахтинский институт ЮРГТУ, г. Шахты, Россия

КОНСТРУКТИВНЫЕ И ТЕХНИЧЕСКИЕ РЕШЕНИЯ ПО

ПОВЫШЕНИЮ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ

ЖЕСТКОЙ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ

Вертикальный ствол современного горнодобывающего предприятия

представляет собой масштабное, во многом уникальное подземное сооружение,

имеющее большую глубину и диаметр. Одной из основных конструктивных

частей ствола является армировка, которая оказывает большое влияние на

стоимость и продолжительность строительства ствола, величину

эксплуатационных расходов, связанных с проветриванием горных выработок.

По мере развития горнодобывающей промышленности в

нашей стране и

за рубежом глубина разработки месторождений постоянно растет. Так в

настоящее время глубина отработки запасов в Российском Донбассе

перешагнула 1200 м, в Кузбассе – 700 м. На Норильском горно-

металлургическом комбинате на руднике «Октябрьский» построено 10 стволов

глубиной 800 – 1200 м, на руднике «Таймырский» – 6 стволов глубиной 1430 –

1585 м.

В ЮАР на шахтах золоторудной промышленности преимущественная

глубина стволов составляет 1500 – 2000 м, а глубина отдельных стволов

достигает 2500 м. Скорость движения подъемных сосудов в этих стволах –

18 м/с и более. В ближайшем будущем планируется строительство 60 – 70

сверхглубоких вертикальных стволов диаметром в свету до 12 м и глубиной до

4000 м [1].

Условия работы армировки в главных (угольных и рудоподъемных) и

вспомогательных (породных, грузолюдских

и др.) глубоких вертикальных

стволах можно охарактеризовать как весьма сложные. Армировка испытывает

комплекс постоянных и временных нагрузок, обусловленных воздействием

движущихся с высокой скоростью подъемных сосудов, деформациями

вмещающих пород и стенок ствола, собственным весом армировки,

температурными колебаниями и др. Очевидно, что с дальнейшим ростом

глубины стволов нагрузки и воздействия на армировку

будут увеличиваться, а

применение в таких условиях существующих конструкций, схем армировки,

технологических схем их монтажа может оказаться неэффективным.

Рассмотрим основные проблемы армирования глубоких стволов и

возможные пути их решения.

В нашей стране преобладающим типом армировки до настоящего

времени была жесткая металлическая армировка с расстрелами балочного типа

и коробчатыми или рельсовыми проводниками

. В глубоких вертикальных

стволах с высокой интенсивностью подъема применялись, как правило, рамные

конструкции ярусов, состоящие из двух – трех балочных расстрелов,

закрепленных обоими концами в стенку ствола и соединенных между собой

несколькими связями. В качестве основного профиля поперечного сечения

расстрелов и проводников использовался сварной коробчатый, выполненный из

138

равнобоких или неравнобоких уголков с толщиной полки 10 мм и более.

Основные схемы расположения ярусов – боковое двухстороннее для скипов,

лобовое двухстороннее и боковое одностороннее для клетей.

Основным недостатком описанной армировки, наиболее существенно

проявляющимся в глубоких стволах с высокой интенсивностью подъема,

является низкая технико-экономическая эффективность. Армировка имеет

большую металлоемкость, трудоемкость и стоимость

монтажа, высокое

аэродинамическое сопротивление воздушной струе, подаваемой по стволу для

проветривания подземных выработок. Загроможденность сечения делает

невозможным спуск крупногабаритных грузов по стволу.

Проанализировав работы отечественных и зарубежных ученых можно

выделить несколько направлений повышения технико-экономической

эффективности жесткой армировки с расстрелами балочного типа.

1. Применение более рациональных профилей элементов армировки.

Как уже говорилось выше, наиболее распространенным профилем поперечного

сечения проводников и расстрелов при действии больших эксплуатационных

нагрузок является сварной коробчатый, выполненный из уголков. В то же

время его нельзя признать наиболее экономичным по таким факторам как

металлоемкость и аэродинамическое сопротивление. Так для расстрелов более

эффективным является применение гнутых эллиптических и

прямоугольных с

закругленными углами профилей, изготавливаемых путем профилирования

полосовой стали со сваркой в потоке, квадратных и круглых толстостенных

труб. Переход на такие профили позволяет снизить аэродинамическое

сопротивление расстрела в полтора – два раза при одинаковых прочностных

свойствах.

Для проводников более эффективно использовать гнутые С – образные

профили конструкции Кривбасспроекта (рис.1.а), которые при

равных

инерционных характеристиках имеют в среднем в 1,3 – 1,4 раза меньшую массу

чем сварные коробчатые профили Южгипрошахта. В практике горнодобывающей

промышленности ЮАР для проводников применяют специальный прокатный

профиль (рис. 1.б) также позволяющий значительно снизить расход метала при

сохранении большой лобовой и боковой поперечной жесткости проводника [2].

160

200

а)

б)

Рис. 1. Ресурсосберегающие профили проводников

В то ж время изготовление проводников и расстрелов таких профилей,

особенно в современных условиях, весьма затруднено, поэтому этот способ

139

совершенствования армировки отечественные специалисты не считают

перспективным. Необходимо учитывать и то, что замкнутые профили имеют

более высокую коррозийную стойкость, а, следовательно, и долговечность, чем

открытые.

2. Совершенствование схем армировки. Одним из основных способов

совершенствования существующих схем армировки является замена расстрелов

консольными, консольно-распорными или блочными конструкциями. Такая

армировка получила название безрасстрельной и начала внедряться в нашей

стране с конца шестидесятых годов прошлого века. Анализ полученного

промышленного опыта показал, что безрасстрельные схемы армировки имеют

существенное преимущество в сравнении с типовыми многорасстрельными

по

таким факторам как металлоемкость, трудоемкость, стоимость армирования, а

также аэродинамическое сопротивление. В тоже время был выявлен ряд

проблемных аспектов, сдерживающих более широкое применение

безрасстрельной армировки в вертикальных стволах.

Во-первых, монтаж безрасстрельной армировки в силу ее

конструктивных особенностей (обособленность несущих элементов в ярусе,

крепление консольных балок к стенке ствола

только одним концом и др.)

существенно отличается от возведения типовых многорасстрельных ярусов.

Работы по установке безрасстрельных элементов армировки требуют

применения специальных монтажных шаблонов сложной конструкции,

затрудняется контроль за точностью монтажа и соблюдением соосности

элементов в ярусе. При применении консольно-распорной и особенно блочной

армировки увеличивается число узлов крепления несущих конструкций к

стенкам ствола, которые при этом располагаются близко друг от друга.

Облегчить монтаж консольно-распорной и блочной армировки может

укрупненная сборка конструкций на поверхности в один 12-метровый блок

(при коробчатых проводниках). Однако эффективной технологии монтажа

таких звеньев в стволе до настоящего времени не разработано. Особенно

затруднена стыковка проводников устанавливаемого звена с

предыдущем.

В силу этих факторов шахтостроительные организации, занимающиеся

проектированием, проходкой и армированием вертикальных стволов, в

большинстве случаев делают выбор в пользу типовой многорасстрельной

армировки, так как накопленный опыт ее возведения позволяет достигнуть

высокой скорости армирования, точности монтажа, четкой и безопасной

организации работ.

Во-вторых, наиболее эффективными по факторам металлоемкость,

трудоемкость,

стоимость армирования, аэродинамическое сопротивление

ствола являются безрасстрельные схемы армировки с использованием в ярусе

только одинарных консолей. В тоже время такие конструкции обладают

относительно низкой несущей способностью и могут применяться в основном в

стволах с невысокой интенсивностью подъема. Вследствие этого область их

применения, особенно в глубоких стволах, весьма ограничена.

Консольно-распорные и

блочные армировки обладают большой несущей

способностью, но экономическая эффективность их применения в сравнении с

консольной значительно ниже, а технология изготовления и монтажа, как уже

говорилось, более сложна.

В-третьих, полностью перейти на безрасстрельную схему можно только

при клетевом подъеме. В скиповых стволах отказаться от необходимости

140

установки центрального балочного расстрела практически никогда не удается.

Некоторые специалисты считают, что основным направлением

совершенствования схем армировки скиповых стволов является не переход на

безрасстрельные схемы, а более рациональное расположение проводников

относительно подъемных сосудов, например диагональное.

В качестве примера на рис. 2.а и 2.б представлены соответственно

типовая схема С2 Южгипрошахта с лобовым

расположением проводников и

разработанная там же схема с диагональными проводниками [3].

а) б)

Рис. 2. Схемы армировки скиповых стволов

Данное решение позволило уменьшить число расстрелов и узлов их

крепления в ярусе, снизить аэродинамическое сопротивление армировки, а

расположение проводников вблизи крепи ствола повысило жесткость

конструкции.

В-четвертых, безрасстрельные схемы армировки будут наиболее

эффективны в стволах малого и среднего диаметра. При диаметре ствола более

7 метров длина

консольных элементов в ярусе будет очень большой, что

негативно сказывается на жесткости конструкции. В этом случае более

рациональными будут комбинированные схемы армировки с расстрелами для

крепления проводников подъемных сосудов и консолями для навески

проводников противовесов.

Вследствие этих причин существующие безрасстрельные конструкции

армировки нельзя признать оптимальными, и для их более широкого

внедрения

необходим дальнейший поиск новых технических решений, учитывающих весь

комплекс монтажных и эксплуатационных требований, предъявляемых к

армировке.

3. Крепление несущих элементов армировки анкерами. Получивший в

нашей стране наибольшее распространение способ крепления расстрелов

(бетонирование в лунках) нельзя признать эффективным. Продолжительность

работ по разделке лунок и бетонировании в них концов расстрелов составляет

37 – 64 % от общего времени цикла, а некачественная заделка лунок является

основной причиной снижения жесткости и прочности расстрелов.