Проблемы горного дела и экологии горного производства
Подождите немного. Документ загружается.
141
В последние годы все более широкое применение находит способ
крепления расстрелов анкерами. Его промышленное внедрение при
строительстве более 20 вертикальных стволов шахт ПО «Шахтерскантрацит»,
ОАО «Ростовуголь», ПО «Белорускалий» ОАО «Ростовшахтострой», рудников
Норильского ГМК и др. показало, что трудоемкость работ по армированию
снижается на 25 – 40 % [4]. В то же время общая металлоемкость и стоимость
армировки
существенно не изменяются.
Проблемным аспектом анкерного крепления является трудность
компенсирования негативного влияния радиальных отклонений стенок ствола
от проектного положения. Если при применении балочных расстрелов эту
проблему можно решить путем выдвижения концов анкеров внутрь ствола с
оставлением зазора между опорной плитой расстрела и крепью (до 10 см), то
при безрасстрельной армировке необходимо
использовать составные консоли
или крепить консоли на кронштейнах с возможностью регулирования в
радиальной плоскости. Данные узлы конструктивно сложны, а их надежность и
долговечность комплексно не исследована.
4. Увеличение шага армировки. При проектировании жесткой
армировки основными воздействиями на конструкцию считаются
эксплуатационные динамические нагрузки, которые возникают вследствие
колебаний подъемного сосуда в горизонтальной плоскости при его движении.
Исследования поведения системы «подъемный сосуд – армировка» позволили
установить, что между величиной динамических нагрузок и шагом армировки
существует обратно-пропорциональная зависимость, которую в упрощенном
виде можно представить в
виде выражения
,
h
)V(m
ζξР
2
2
дк
⋅
⋅⋅=
где ξ
к
и ζ
д
– функции, характеризующие кинематические и
деформационные свойства системы «подъемный сосуд – армировка»;
(m·V
2
) – интенсивность подъема, Дж;
h – шаг армировки, м.
На основании этого были рекомендованы и нашли промышленное
применение в отечественной практике жесткие армировки с шагом 6,0 м при
коробчатых проводниках и 6,25 м при рельсовых. Полученный опыт их
использования свидетельствует о высокой работоспособности и экономической
эффективности таких конструкций.
В глубоких и сверхглубоких стволах для обеспечения
необходимых
технико-экономических показателей может потребоваться дальнейшее
увеличение шага армировки до 8 – 12 м и более. Однако возможности для
такого увеличения при типовой конструкции армировки практически
исчерпаны, вследствие опасности возникновения больших прогибов в
проводниках.
Решить эту проблему можно путем включения в конструкцию армировки
дополнительной опорной ветви, параллельной проводнику, усилением профиля
проводника в
центральной части пролета, соединением проводников между
ярусами дополнительными связями. Для промышленного внедрения этих
конструкций необходимо комплексное исследование их работы в различных
142
условиях эксплуатации и разработка методических основ проектирования
армировки с увеличенным шагом.
Таким образом, основными проектными решениями, позволяющими
повысить технико-экономическую эффективность жесткой армировки в
глубоких вертикальных стволах, являются: крепление элементов армировки
анкерами; переход на безрасстрельные и малорасстрельные схемы армировки с
более рациональным расположением проводников; увеличение шага армировки
путем усовершенствования существующих типовых
конструкций. Для
реализации этих решений на практике необходимы дальнейшие исследования
армировки, учитывающие все особенности ее работы в глубоких стволах при
действии больших динамических нагрузок.
Литература
1. Сыркин П.С., Ягодкин Ф.И., Мартыненко И.А., Нечаенко В.И.
Технология строительства вертикальных стволов. – М.: Недра, 1997. – 456 с.
2.
Баклашов И.В. Расчет, конструирование и монтаж армировки
стволов шахт.– М.: Недра, 1973. – 248 с.
3.
Горенцвейг И. Г. Прогрессивные конструкции армировок скиповых
вертикальных стволов // Уголь. – 1984. – № 4. – С. 22 – 25.
4.
Сыркин П.С., Ягодкин Ф.И., Мартыненко И.А. Технология
армирования вертикальных стволов. – М.: Недра, 1996. –202 с.
УДК 622.023
Верещагин В.С.,
Шахтинский институт ЮРГТУ, г. Шахты, Россия
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ СИСТЕМЫ
«КРЕПЬ – МАССИВ» ПРИ РАЗЛИЧНЫХ ПАРАМЕТРАХ АНКЕРОВ
Рассмотрим горизонтальную выработку прямоугольного сечения высотой
3 м и шириной 6 м. Значения постоянных
i
c для отображающей функции
4
4
3
3
2
21
0
)(
ξ
+
ξ
+
ξ
+
ξ
+ξ=ξω=
c
c
cc
cz
равны: 55,2
0
=
c , 85,0
1
=
c , 0
2
=c , 2125,0
3
=c , 0
4
=
c .
Наличие в кровле выработки анкера моделируется сосредоточенной силой
Q ,
приложенной в точке его закрепления с координатами
0
r ,
1
θ
и направленной
вглубь массива под углом
0
θ к действительной оси (рис. 1).
В случае, когда
10
θ
≠
θ в анкере возникают срезающие усилия.
Установление распределения напряжений в породах кровли выработки по
длине анкера с учётом срезающих усилий представляется новой научной
задачей.
Для отыскания компонент тензора напряжений в некоторой точке
z
области
S
(рис. 2) от действия сосредоточенной силы Q необходимо
143
определить из отображающей функции ту точку
ξ
области Σ , которой
соответствует интересующая нас точка
z
и подставить это значение в формулу
.)(
)(
)()()()(
)(
)(r
i
,
)(
)(
Re
)(
r
)(
r
)(
)()(
r
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
ξψ
′
+
ξω
′
ξω
′′
ξϕ
′
−ξω
′
ξϕ
′′
ξω
ξω
′
ξ
=τ+σ−σ
ξω
′
ξ
ϕ
′
=σ+σ
Σ
θ
ΣΣ
θ
Σ
θ
Σ
2
2
2
2
2
4
(1)
Рис. 1. Расчётная схема
Рис. 2. Конформное отображение точек дискретизации анкеров
Комплексные потенциалы
)(
ξ
ϕ
,
)(
ξ
ψ
вычислены в работе [1] для
выработки произвольного поперечного сечения.
Отображающую функцию
)(
ξ
ω
=
z
можно представить в виде
),(),()(
θ
ρ
⋅
+
θ
ρ
=
ξ
ω
yix ,
144
где
⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎨
⎧
θρ+ρ=θρ
θρ+ρ=θρ
∑
∑
=
−
=
−
.)sin(),(
,)cos(),(
4
1
0
4
1
0
n
n
n
n
n
n
nccy
nccx
Координаты
ρ
, θ точки
ξ
области
Σ
определяются по координатам
r
,
ϕ
точки
z области S из системы уравнений
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
θρ+θρ=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
θρ
θρ
=ϕ
.),(),(
,
),(
),(
22
yxr
x
y
arctg
(2)
В настоящей работе система (2) решена численно. Погрешность
вычислений составила не более 0,01%.
В расчетах анкерный стержень разбит на 10 равных участков. Для каждой
точки дискретизации с помощью описанного выше алгоритма определена
соответствующая точка на бесконечной плоскости, ослабленной круглым
отверстием единичного радиуса. Далее в этих точках вычислены компоненты
тензора напряжений, а их дискретные
значения интерполированы сплайнами
первого и третьего порядка внутри прямолинейного отрезка, соответствующего
стержню анкера. Результаты получены в безразмерных величинах. Чтобы
определить действительное значение напряжений, необходимо умножить их на
величину
H
γ
для конкретной выработки. Для наглядности ниже приведены
только напряжения, возникающие от действия сосредоточенных сил (рис. 3, 4).
Рис. 3. Распределение нормальных тангенциальных напряжений по длине анкера
при
°
=
θ
45
1
145
Рис. 4. Распределение нормальных радиальных (а), нормальных
тангенциальных (б) и касательных напряжений (в) по длине анкера при
°
=
θ
90
1
146
Из рисунков 3, 4 видно, что угол наклона анкера к кровле выработки
существенно влияет как на качественную, так и на количественную картину
распределения напряжений вдоль анкерного стержня.
1.
°=θ 45
1
. Минимальные по абсолютной величине напряжения
возникают при
°=
θ
135
0
, то есть когда
10
θ
−
π
=
θ
. Максимальные значения
напряжения принимают при
°
=
θ
75
0
и имеют скачок в кровле выработки (как в
случае установки анкера в середине пролета по нормали к контуру выработки).
Как и для случая
°=θ 90
1
, свои максимальные значения все напряжения
принимают на участке первой половины (от устья шпура) длины анкера. На
этом участке нормальные тангенциальные и касательные напряжения,
порождающие срезающие усилия, имеют максимальные значения при
[]
°°∈θ 90,60
0
. При °>
θ
90
0
напряжения имеют примерно одинаковый уровень.
2.
°=θ 90
1
. Касательные напряжения по всей длине стержня равны нулю, а
нормальные радиальные и тангенциальные напряжения в устье шпура на
порядок превышают
значения напряжений для анкеров, установленных не под прямым углом
к кровле выработки. По мере отклонения угла наклона анкера к кровле от
прямого касательные напряжения увеличиваются. Свои максимальные
значения все напряжения
принимают на участке первой половины (от устья
шпура) длины анкера.
Численный эксперимент показал, что длина анкера не меняет
качественную картину распределения напряжений. Количественную
характеристику влияния изменения длины анкеров можно представить в виде
множителя к компонентам напряжений в форме
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
′
−
′
⋅⋅−=
a
aa
l
ll
f 25,1exp5,05,1
, при
a
l
′
>
a
l
где
a
l – длина анкера, для которого вычислены напряжения, м;
a
l
′
– длина анкера, для которого требуется вычислить напряжения, м.
Литература
1. Мусхелишвили Н.И. Некоторые основные задачи математической
теории упругости. – М.: Наука, 1966. – 707 с.
УДК 622.25.(06)
Меренкова Н.В.,
Шахтинский институт ЮРГТУ, г. Шахты, Россия
АНАЛИЗ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ КРЕПИ, ВОЗВОДИМОЙ С
ОТСТАВАНИЕМ ОТ ЗАБОЯ, С ПОРОДНЫМ МАССИВОМ В ПЕРИОД
СТРОИТЕЛЬСТВА СТВОЛА
В настоящее время проходка стволов в нашей стране осуществляется по
совмещенной технологической схеме с возведением монолитной бетонной
крепи вслед за подвиганием забоя ствола с отступом 1 - 1,5 м. При этом можно
147
выделить две стадии работы крепи: в период строительства в призабойной зоне
и в период эксплуатации на протяженном участке.
Для анализа взаимодействия монолитной бетонной крепи с массивом
пород на стадии строительства ствола необходимо знать прочностные и
деформационные характеристики бетона, а также временные и
пространственные параметры технологической схемы: срок распалубки,
продолжительность цикла, отставание
крепи от забоя ствола, высоту заходки и
др.
Впервые положение о необходимости рассмотрения стадии возведения
крепи при проектировании ее параметров применительно к совмещенной схеме
проходки было сформулировано проф. Н.С. Булычевым [1]. Им было
установлено, что наиболее ответственным и критическим моментом крепления
ствола является снятие опалубки, которому предшествует несколько этапов
работы
крепи.
На первом этапе бетонная смесь твердеет за опалубкой в соответствии со
своими характеристиками. После взрывания очередной заходки происходит
подвигание забоя, радиальные смещения пород и нагружение бетона за
опалубкой. Бетон в этот период находится в благоприятном для себя состоянии
объемного сжатия.
После снятия опалубки бетон, не набравший проектную прочность,
теряет опору
со стороны опалубки и начинает испытывать радиальное давление
пород. Расчетная схема этого критического момента представлена на рис. 1.
Рис. 1. Расчетная схема крепи ствола в момент снятия опалубки:
1 – монолитная бетонная крепь, 2 – породный массив
Эквивалентные напряжения, приложенные на бесконечности, составят:
,
1
2
0
*'
+
Δ=
χ
λγα
HP
eq
(1)
148
где
λ
– коэффициент бокового давления в нетронутом массиве;
γ – средний объемный вес вышележащий толщи пород;
Н – глубина рассматриваемого участка от земной поверхности
χ
– коэффициент, равный
χ
=3 – 4
ν
0
, при плоской деформации,
ν
0
–
коэффициент Пуассона пород;
Δα
*
– доля коэффициента разгрузки, приходящаяся на бетон при первом
подвигании забоя после возведения крепи.
Радиальные напряжения на наружном контуре сечения крепи (на
контакте с массивом) и на внутреннем контуре (на контакте с опалубкой) до
снятия опалубки составят:
,
;
)2(0
'
)2(0
'
)1(0
0
''
)2(0
Kpp
KPp
eq
=
=
(2)
где К
0
– коэффициент передачи напряжений через слой породного массива;
К
0(2)
– коэффициент передачи напряжений через слой бетона.
После снятия опалубки, снимаемые напряжения на контакте крепи с
породами определяются по формуле:
.)1(
*
)2(0
'
)1(0
)1(
)2(0
Kpp −−=
(3)
Полные напряжения на контакте крепи с массивом (нагрузка на крепь)
определяются как сумма начальных и снимаемых:
.
)1(
)2(0
'
)2(0
"
)2(0
ppp +−=
(4)
Определяющее значение на величину нагрузок на крепь в
рассматриваемый момент времени оказывает параметр
Δα
*
.
Согласно
положений [] его можно представить как разность
Δα
*
=
α
*
–
α
*
l
, (6)
здесь
α
*
– фактическое значение коэффициента разгрузки, определяемое из
одномерного анализа смещений контура сечения незакрепленной
выработки по формуле:
,1
0
*
∞
−=
u
u
α
(7)
где u
0
– начальные смещения контура выработки (до установки крепи);
u
∞
– полные смещения незакрепленной выработки;
α
*
l
– условный коэффициент разгрузки, определяемый в зависимости от
величины отставания крепи от забоя, l в рассматриваемый момент
времени:
,1
*
∞
−=
u
u
l
α
(8)
где u
l
– смещения незакрепленного контура выработки на высоте l от забоя
ствола.
149
В практических расчетах более удобно пользоваться эмпирическими
формулами по определению коэффициента
α
*
, полученных в результате
обработки результатов за смещениями пород или численного моделирования.
Широкое распространение получила формула д.т.н. Б.З. Амусина:
,3,1exp
0
0
*
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−=
r
l
α
(9)
где l
0
– высота забойной опалубки;
r
0
– радиус ствола в проходке.
Также известны корреляционные формулы, предложенные проф.
Н.С. Булычевым:
- основанной на данных проф. М. Баудендистела:
,75,1exp64,0
0
0
*
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−=
r
l
α
(10)
- и уточненной на основании дополнительных исследований:
.38,1exp6,0
0
0
*
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−=
r
l
α
(11)
На рис. 2 представлены значения коэффициента a
*
полученные по
данным формулам в зависимости от величины l
0
/r
0.
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
00.511.522.533.5
l
0
/
r
0
α
*
Рис. 2. Значения коэффициента a
*
:
– формула (9); – формула (10); – формула (11)
Таким образом, величина коэффициента a
*
изменяется в зависимости от
значения l
0
/r
0
в очень широких пределах и оказывает определяющее значение
на величину нагрузок на крепь при строительстве ствола. Очевидно, что для
снижения значения нагрузок целесообразно возводить монолитную бетонную
крепь с увеличенным отставанием от забоя ствола.
Возьмем за основу в дальнейшем исследовании формулу (9), по которой
получаются наибольшие значения коэффициента
α
*
.
Это позволит
обеспечить
больший запас прочности крепи.
Определим величину параметра
Δα
*
для крепи, возводимой с отставанием
от забоя 20 - 25 м. Остальные исходные параметры примем максимальными с
150
точки зрения величины коэффициента: r
0
=4,25 м; подвигание забоя за цикл – 6
м (рис. 3).
0
0.0005
0.001
0.0015
0.002
20 21 22 23 24 25
l
0
, м
Δα
*
Рис. 3. Значения параметра
Δα
*
при подвигании забоя ствола на 6 м
Как видно из графика полученные значения
Δα
*
даже при максимальных
исходных параметрах очень малы и переходя к формулам (2 - 4) мы будем
иметь минимальные значения нагрузок на крепь в момент распалубки. Это
позволяет обеспечить необходимый запас прочности крепи на стадии
строительства, кроме того, снижение нагрузок на крепь в раннем возрасте
благоприятно скажется на качестве бетона.
Таким образом, переход на технологию
проходки стволов с увеличенным
отступом постоянной крепи от забоя ствола можно рассматривать как одно из
направлений совершенствования крепления вертикальных стволов.
Литература
1. Н.С. Булычев. Механика подземных сооружений. Учеб. для вузов. –
М.: Недра, 1994. – 382 с.
УДК 622.01
Сбитнев В.П., к.т.н., доц., Кипко А.Э. к.т.н., доц.,
АФГТ ВНУ им. В.Даля, г. Антрацит, Украина
МЕТОДИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ СИСТЕМ
ГЕОКОНТРОЛЯ
Важнейшая задача научно-технического прогресса в шахтной и подзем-
ной строительстве специальными способами - создание надежных методов и
технических средств геоконтроля процессов формирования и поддержания
защитных ограждений, что позволит повысить надежность, качество и