Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме
У статті розглянуто та вирішено задачу дослідження впливу відносного перевантаження головних канатів багатоканатної підйомної установки на режими взаємодії підйомних посудин з армуванням. Показано, що навіть при дотриманні нормативних обмежень існує можливість виникнення аварійно небезпечного зниже...
Збережено в:
| Опубліковано в: : | Геотехническая механика |
|---|---|
| Дата: | 2012 |
| Автор: | |
| Формат: | Стаття |
| Мова: | Russian |
| Опубліковано: |
Інститут геотехнічної механіки імені М.С. Полякова НАН України
2012
|
| Онлайн доступ: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/54308 |
| Теги: |
Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Цитувати: | Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме / С.Р. Ильин // Геотехническая механика: Межвед. сб. науч. тр. — Днепропетровск: ИГТМ НАНУ, 2012. — Вип. 105. — С. 169-185. — Бібліогр.: 6 назв. — рос. |
Репозитарії
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| id |
nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-54308 |
|---|---|
| record_format |
dspace |
| spelling |
Ильин, С.Р. 2014-01-31T11:31:09Z 2014-01-31T11:31:09Z 2012 Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме / С.Р. Ильин // Геотехническая механика: Межвед. сб. науч. тр. — Днепропетровск: ИГТМ НАНУ, 2012. — Вип. 105. — С. 169-185. — Бібліогр.: 6 назв. — рос. 1607-4556 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/54308 622.674:622.673.14 У статті розглянуто та вирішено задачу дослідження впливу відносного перевантаження головних канатів багатоканатної підйомної установки на режими взаємодії підйомних посудин з армуванням. Показано, що навіть при дотриманні нормативних обмежень існує можливість виникнення аварійно небезпечного зниження кінематичних зазорів між запобіжним підкладнем та провідником, що призводить до виникнення небезпечної ударно-контактної взаємодії посудини з армуванням. Отримано розрахункові формули щодо визначення припустимого моменту від канатів, що нахиляє посудину. In the article and the task of studying the influence of relative overload main rope hoist installation on multiple-modes of interaction with reinforcement lifting vessels. Shown that even with regulatory restrictions exist the possibility of a dangerous accident reduction kinematic gap between the relief bedpans and conductor, leading to a dangerous shock-contact interaction vessel with reinforcement. Retrieved formulas to determine the allowable moment from ropes that cant bowl. ru Інститут геотехнічної механіки імені М.С. Полякова НАН України Геотехническая механика Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме Influence effects radiuses chute pulley for interaction lifting vessels with multiple-reinforcement at rise Article published earlier |
| institution |
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| collection |
DSpace DC |
| title |
Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме |
| spellingShingle |
Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме Ильин, С.Р. |
| title_short |
Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме |
| title_full |
Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме |
| title_fullStr |
Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме |
| title_full_unstemmed |
Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме |
| title_sort |
влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме |
| author |
Ильин, С.Р. |
| author_facet |
Ильин, С.Р. |
| publishDate |
2012 |
| language |
Russian |
| container_title |
Геотехническая механика |
| publisher |
Інститут геотехнічної механіки імені М.С. Полякова НАН України |
| format |
Article |
| title_alt |
Influence effects radiuses chute pulley for interaction lifting vessels with multiple-reinforcement at rise |
| description |
У статті розглянуто та вирішено задачу дослідження впливу відносного перевантаження
головних канатів багатоканатної підйомної установки на режими взаємодії підйомних посудин з армуванням. Показано, що навіть при дотриманні нормативних обмежень існує можливість виникнення аварійно небезпечного зниження кінематичних зазорів між запобіжним підкладнем та провідником, що призводить до виникнення небезпечної ударно-контактної взаємодії посудини з армуванням. Отримано розрахункові формули щодо визначення припустимого моменту від канатів, що нахиляє посудину.
In the article and the task of studying the influence of relative overload main rope hoist installation on multiple-modes of interaction with reinforcement lifting vessels. Shown that even with regulatory restrictions exist the possibility of a dangerous accident reduction kinematic gap between the relief bedpans and conductor, leading to a dangerous shock-contact interaction vessel with reinforcement. Retrieved formulas to determine the allowable moment from ropes that cant bowl.
|
| issn |
1607-4556 |
| url |
https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/54308 |
| citation_txt |
Влияние отклонений радиусов желобов шкива на взаимодействие подъемного сосуда с армировкой при многоканатном подъеме / С.Р. Ильин // Геотехническая механика: Межвед. сб. науч. тр. — Днепропетровск: ИГТМ НАНУ, 2012. — Вип. 105. — С. 169-185. — Бібліогр.: 6 назв. — рос. |
| work_keys_str_mv |
AT ilʹinsr vliânieotkloneniiradiusovželobovškivanavzaimodeistviepodʺemnogososudasarmirovkoiprimnogokanatnompodʺeme AT ilʹinsr influenceeffectsradiuseschutepulleyforinteractionliftingvesselswithmultiplereinforcementatrise |
| first_indexed |
2025-11-26T20:54:56Z |
| last_indexed |
2025-11-26T20:54:56Z |
| _version_ |
1850774929591500800 |
| fulltext |
169
УДК 622.674:622.673.14
Канд. техн. наук С.Р. Ильин
(ИГТМ НАН Украины)
ВЛИЯНИЕ ОТКЛОНЕНИЙ РАДИУСОВ ЖЕЛОБОВ ШКИВА НА
ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ПОДЪЕМНОГО СОСУДА С АРМИРОВКОЙ ПРИ
МНОГОКАНАТНОМ ПОДЪЕМЕ
У статті розглянуто та вирішено задачу дослідження впливу відносного перевантаження
головних канатів багатоканатної підйомної установки на режими взаємодії підйомних посу-
дин з армуванням. Показано, що навіть при дотриманні нормативних обмежень існує можли-
вість виникнення аварійно небезпечного зниження кінематичних зазорів між запобіжним пі-
дкладнем та провідником, що призводить до виникнення небезпечної ударно-контактної вза-
ємодії посудини з армуванням. Отримано розрахункові формули щодо визначення припус-
тимого моменту від канатів, що нахиляє посудину.
INFLUENCE EFFECTS RADIUSES CHUTE PULLEY FOR
INTERACTION LIFTING VESSELS WITH MULTIPLE-REINFORCEMENT
AT RISE
In the article and the task of studying the influence of relative overload main rope hoist installa-
tion on multiple-modes of interaction with reinforcement lifting vessels. Shown that even with regu-
latory restrictions exist the possibility of a dangerous accident reduction kinematic gap between the
relief bedpans and conductor, leading to a dangerous shock-contact interaction vessel with rein-
forcement. Retrieved formulas to determine the allowable moment from ropes that cant bowl.
Анализ натяжений головных канатов МК ШПУ
Характерным физическим явлением в работе многоканатного подъема явля-
ется постоянно присутствующий разбаланс натяжений головных канатов. По
проекту все канаты должны быть одинаково натянуты. Этим обеспечивается то,
что линия действия равнодействующей силы их натяжений будет находиться на
одной вертикали с силой веса подъемного сосуда и центрировать направляю-
щие башмаки в колее проводников армировки.
На практике, в силу неравномерного износа футеровки желобов ведущего
шкива трения и неодинаковой вытяжки канатов в навеске происходит разбалан-
сировка натяжений канатов [1-3]. Согласно п. 439 ЕПБ и п. 399 ПТЭ допускает-
ся максимальная относительная перегрузка головных канатов на 25% при верх-
нем положении сосуда и на 15% при нижнем [4, 5].
При этом в ПТЭ указывается, что если «относительная перегрузка одного из
канатов превысила указанные пределы, то установка должна быть остановлена
для регулировки распределения нагрузок». В ЕПБ говорится об «относительной
перегрузке канатов» и не уточняется их количество. Таким образом, данные
формулировки допускают эксплуатацию МК ШПУ с относительными пере-
грузками нескольких канатов, находящихся по одну сторону от вертикальной
оси сосуда, незначительно меньших указанных предельных значений и c таки-
ми же ослаблениями с противоположной.
Данные положения разработаны на основании исследований, представлен-
ных в работе [1], и направлены на обеспечение непроскальзывания отдельных
канатов по шкиву трения во всех возможных режимах работы установки. Ка-
ких-либо ограничений на распределение перегрузок между канатами, располо-
женными по разные стороны от вертикальной оси симметрии сосуда не уста-
170
навливается и не учитывается, что разбаланс натяжений создает опрокидываю-
щий момент, действующий на верхний пояс сосуда, и вызывает его перекос в
колее проводников.
При перекосе сосуда значительно уменьшаются кинематические зазоры в
парах «башмак-проводник» в сторону перегруженных канатов (рис.1а) и меня-
ется картина динамического взаимодействия сосуда с армировкой.
В указанных документах влияние разбаланса натяжений канатов на динами-
ческое поведение подъемного сосуда не учитывается, хотя известно, что сни-
жение зазоров способствует возбуждению ударного взаимодействия поджатых
рабочих граней башмаков с жесткими проводниками значительной интенсив-
ности. Качественно этот эффект аналогичен влиянию смещения центра масс
груза в сосуде, исследованном в работе [6], но из-за изменения разбаланса в
процессе движения сосуда по стволу имеет свои количественные особенности,
не исследованные до настоящего времени.
Плоскость канатов может быть параллельна или перпендикулярна плоско-
сти проводников. Необходимо определить влияние разбаланса натяжений го-
ловных канатов на изменение кинематических зазоров в парах «башмак-
проводник» и величину динамических контактных нагрузок, обосновать пре-
дельно допустимые значения на взаимные соотношения относительной пере-
грузки между отдельными канатами с учетом их расположения и совместного
воздействия на сосуд по динамическим критериям работы системы «сосуд-
армировка». Расчетная схема системы «канаты-сосуд-армировка» представлена
на рис. 2.
На рис. 1 и рис. 2 приняты обозначения:
в
iT ,
н
iT - натяжения головных кана-
тов соответственно в точках набегания на шкив и крепления к сосуду; Q - вес
сосуда; R
(н)
- равнодействующая сил натяжений канатов в точках крепления к
сосуду; - смещение равнодействующей сил натяжений канатов от оси сосуда
(расстояние от оси сосуда до «центра подвеса»);
~
- смещение центра масс со-
суда С,
~
- смещение направляющих нижнего пояса сосуда от вертикали; Fp -
сила упругости роликовой направляющей; Рх - суммарное натяжение уравно-
вешивающих канатов; Hc - высота сосуда; h - расстояние от центра масс сосуда
до точек крепления канатов.
Наибольшее влияние разбаланса натяжений канатов на подъемный сосуд
будет в том случае, когда канаты с одной стороны от оси подвеса будут пере-
гружены до предельно допустимого уровня, а с противоположной – недогруже-
ны на эту же величину (что не ограничено нормативными требованиями).
171
а)
б) в)
Рис. 1 - Сечение ствола (а), расчетная схема ветви многоканатной ШПУ (б),
схема уравновешенной установки (в)
172
Рис. 2 - Расчетная схема системы «канаты-сосуд-армировка»
173
Допустимый разбаланс натяжений канатов (относительная перегрузка)
устанавливается по отношению к среднему натяжению ветви в точках схо-
да/набегания на шкиве вTcp , которое рассчитывается по формуле
n
LqnQ
Tcp в
, (1)
где Q - вес сосуда, n - число канатов, q - вес единицы длины головного или
уравновешивающего каната; L - длина каната в отвесе от шкива до петли в
зумпфе уравновешивающего каната;
Полное натяжение i- го каната
в
iT ,
н
iT с перегруженной стороны будет для
верхних и нижних концов канатов соответственно
i
вв
k QTcpT )( ; (2)
i
нн
k QTcpT )( , (3)
Здесь iQ - разность натяжений между i- м канатом и средним натяжением
ветви, одинаковая для верхних и нижних концов канатов.
При движении подъемного сосуда по стволу из-за неизбежной разности ра-
диусов канатоведущих канавок на шкиве трения разбаланс натяжений постоян-
но изменяется и зависит от расстояния l, пройденного сосудом от начала цикла
подъема/спуска.
Будем считать, что при нижнем положении груженого сосуда все канаты
справа/слева от оси сосуда соответственно перегружены/недогружены на 15%.
Это значит, что при l=0 (l –путь, пройденный сосудом при подъеме)
в
i TcpQ 15,0)0( . (4)
При верхнем положении сосуда l=L (L - высота подъема), разбаланс дости-
гает предельно допустимой величины 25%
в
i TcpLQ 25,0)( . (5)
При подъеме груженого сосуда из-за отклонений радиусов желобов шкива
разбаланс натяжений будет непрерывно увеличиваться до предельно допусти-
мой величины (5). Следовательно, по мере подъема на сосуд будет действовать
все больший опрокидывающий момент со стороны головных канатов, прижи-
мающий нижние башмаки к проводникам, преодолевая сопротивление ролико-
вых амортизаторов.
Как известно [1-3], при постоянной разности радиусов канатоведущих кана-
вок разбаланс натяжений растет по мере подъема сосуда. Для расчетов восполь-
зуемся формулой (128) работы [1].
n
LqnQ
llo
lo
D
R
EFlQ iпд
i
15,0)ln(
2
)( ; (6)
174
где iR - отклонения радиусов желобов от среднего значения радиуса шкива;
пд
iQ - отклонения натяжений канатов при подъеме груза.
Действие системы параллельных сил натяжений канатов на сосуд можно за-
менить одной равнодействующей силой R
(н)
, приложенной в точке О, которая
называется «центр подвеса» (рис. 2), смещенной от оси сосуда на расстояние .
Из физических соображений понятно, что при отсутствии упругих роликов на
нижних направляющих и уравновешивающего каната в состоянии равновесия
сосуда точка О должна лежать на одной вертикали с его центром масс С. Нали-
чие этих факторов уменьшает перекос сосуда от разбаланса сил натяжений го-
ловных канатов.
Равнодействующая и ее момент относительно центра подвеса при равных
натяжениях канатов (опрокидывающий момент) вычисляются по формулам
lqnQlTlR
н
k
n
k
н
)()(
)(
1
)(
;
n
н
kk
н lTblM
1
)()( )()( , (7)
где bk - координаты точек крепления канатов относительно оси сосуда.
Смещение равнодействующей от оси сосуда рассчитывается по формуле
)(
)(
)(
)(
)(
lR
lM
l
н
н
, (8)
Если упругий ролик направляющей сосуда взаимодействует с проводником
в пределах кинематического зазора, то отклонение центра масс
~
будет меньше
, и определится из условий равновесия системы с учетом сил упругости роли-
коопоры Fp и действия силы веса уравновешивающего каната Px.
~
pp CF ; lqnPx , (9)
где pC - жесткость роликоопоры;
~
- горизонтальное смещение нижнего пояса
сосуда.
При смещении нижнего пояса сосуда по горизонтали лобовой или в боковой
плоскостях происходит уменьшение кинематического зазора между предохра-
нительным башмаком и соответствующим проводником на величину
~
. В ло-
бовой плоскости башмак вынесен от вертикали на половину ширины сосуда в
колее, а в боковой находится своими рабочими щеками по обе стороны одного
проводника в центральной плоскости сосуда. В обоих случаях расположения
плоскости канатов относительно плоскости проводников (лобовом или боко-
вом) рабочая грань нижнего башмака поджимается к своему проводнику из-за
смещения центра подвеса сосуда.
Решая уравнения равновесия для расчетной схемы на рис. 2 получим выра-
жения для смещения центра масс и башмака нижнего пояса сосуда
175
)(
)1(
)(
)(
~
2
l
h
H
P
h
H
ClqnQ
lqnQ
l
c
x
c
p
; (10)
)(
)1(
)(
)(
~
2
l
h
H
P
h
H
ClqnQ
lqnQ
h
H
l
c
x
c
p
c
. (11)
Из формул (10), (11) видно, что при отсутствии упругих роликов (Ср=0) и
уравновешивающего каната (Рх=0) смещенный центр масс сосуда будет нахо-
диться на одной вертикали с центром подвеса.
Рассмотрим четырехканатную подъемную установку со следующими пара-
метрами (ш. им. Газеты Правда, Кривбассжелезрудком):
- число головных канатов n=4;
- число уравновешивающих канатов nx=4;
- вес подъемного сосуда Qс=220 кН;
- вес груза Qгр= 240 кН;
- длина каната от зумпфа до канатоведущего шкива lo = 1550 м;
- высота подъема L=1520 м;
- диаметр ведущего шкива D=5 м;
- высота сосуда H=11 м;
- шаг армировки h=4 м;
- вес одного метра головного каната q=71 Н;
- вес одного метра уравновешивающего каната q=71 Н;
- жесткость одного каната на растяжение EF=12 МН.
- футеровка желобов шкива радиально жесткая.
Используя формулы (4)-(6), подберем для указанной подъемной установки
такие отклонения радиусов желобов iR , при которых сосуд, стартовавший
вверх с допустимым разбалансом натяжений верхних концов 15%, придет в
разгрузку с разбалансом 25%.
Определенные путем численных экспериментов отклонения радиусов жело-
бов, а так же координаты точек крепления канатов к сосуду bk приведены в таб-
лице 1.
Таблица 1 -Отклонения радиусов желобов и координаты крепления канатов
1R , мм 2R , мм 3R , мм 4R , мм
-1,2 -1,2 1,2 1,2
b1, мм b2, мм B3, мм b4, мм
-450 -150 150 450
На рис. 3 и 4 приведены графики относительных и абсолютных перегрузок
канатов с приведенными в таблице 1 значениями отклонений радиусов желобов
канатов при начальном разбалансе натяжений 15% и конечном 25%. Видно, что
176
скорость нарастания разбаланса увеличивается по мере приближения сосуда к
верхней приемной площадке в зоне копра.
1- перегруженные канаты №№3/4; 2- ослабленные канаты №№ 1/2
Рис. 3 - Относительные перегрузки канатов при ммR 2.1
1- перегруженные канаты №№3/4; 2- ослабленные канаты №№ 1/2
Рис. 4 - Абсолютные перегрузки канатов при ммR 2.1
Из рисунка 5 видно, что в рассматриваемом случае предельно допустимого
разбаланса сил натяжений канатов, суммарный опрокидывающий момент не
остается постоянным и непрерывно нарастает при подъеме сосуда. Опрокиды-
вающие моменты со стороны правых и левых канатов суммируются по своему
177
воздействию на сосуд. Максимальный суммарный момент изменяется от
40 кН*м, до 66 кН*м.
1 - момент от канатов №1/4; 2 - момент от канатов №2/3; 3 - суммарный
опрокидывающий момент от всех канатов
Рис. 5 - Моменты сил натяжений канатов
Графики смещения центра подвеса и снижения кинематического зазора, по-
лученные на основании формул (10), (11), показаны на рис. 6.
1- смещение центра подвеса; 2- смещение башмака при Ср=120 кН/м;
3- смещение башмака при Ср=250 кН/м; 4- смещение башмака при Ср=600 кН/м; 5- сме-
щение башмака при отсутствии ролика
Рис. 6 - Графики смещения центра подвеса и смещения предохранительного башмака, мм
При нарушенной работе роликов (Ср=0) благодаря центрирующему влия-
нию уравновешивающего каната сосуд будет подниматься по стволу с умень-
178
шающимся перекосом и снижением силы поджатия нижних башмаков к про-
водникам.
В таком случае, динамический эффект взаимодействия сосуда с армировкой
от разбаланса натяжений канатов будет похож на эффект от постоянного сме-
щения груза в сосуде, исследованного в работе [5]. Отличие будет заключаться
в переменности остаточного зазора по глубине ствола.
Отрицательные значения остаточного зазора на рис. 7 показывают, что при
таких значениях жесткости роликов сосуд будет двигаться по стволу в режиме
расклинивания с постоянным скольжением нижнего башмака по проводнику.
1- остаточный зазор в нижнем положении сосуда в стволе при начальном зазоре 23 мм;
2- остаточный зазор в верхнем положении сосуда в стволе при начальном зазоре 23 мм;
3- остаточный зазор в нижнем положении сосуда в стволе при начальном зазоре 15 мм;
4- остаточный зазор в верхнем положении сосуда в стволе при начальном зазоре 15 мм
Рис.7 - Графики зависимости остаточного кинематического зазора от жесткости нижних
предохранительных башмаков в нижнем и верхнем положениях сосуда в стволе от жесткости
нижних роликовых направляющих
На сосуды с канатными проводниками армировки данный эффект будет
иметь еще большее влияние, так как горизонтальная жесткость канатных про-
водников намного меньше жесткости даже самых мягких роликовых направля-
ющих.
Если сосуд движется по стволу так, что его башмак скользит по проводнику,
то ударные нагрузки взаимодействия могут достигать значительных величин и
превышать допустимые по критерию прочности армировки. Поэтому для реа-
лизации безударного режима башмак должен быть на некотором расстоянии от
проводника и удерживаться в этом положении упругой роликовой направляю-
щей.
На практике часто происходит, что ролики эксплуатируются с некоторым
зазором от проводника и в пределах этого зазора сосуд может свободно коле-
баться в колее, отражаясь при малых колебаниях от упругой поверхности ро-
ликов.
Учитывая, что при установке новых башмаков кинематический зазор дол-
жен быть равен ммpr 15 примем это значение, как предельно допу-
стимое для смещения башмака в зазоре из-за разбаланса натяжений головных
179
канатов и рассчитаем максимально допустимый опрокидывающий момент
Mpr(l) от головных канатов, который вызовет смещение башмака в зазоре, не
превышающее это предельно значение. Определим этот момент для системы
без роликовых направляющих (или с нарушенными роликоопорами), для си-
стемы с реальными роликовыми направляющими и сравним полученные значе-
ния, с максимальным моментом, вызванным предельно допустимыми отклоне-
ниями натяжений канатов.
))1()()(
2
h
Hc
Px
h
HCp
lqnQ
Hc
hpr
lMpr c (12)
На рис. 8 приведены графики предельно допустимого опрокидывающего
момента от разбаланса натяжений головных канатов для сосуда без роликов, с
роликоопорой жесткостью 120 кН/м и фактический момент, действующий на
сосуд при предельно допустимом по ЕПБ разбалансе натяжений канатов (кри-
вая 3 на рис.5).
1 - предельно допустимый момент для системы без роликов
2 – предельно допустимый момент для системы с роликами жесткостью 120 кН/м;
3 – предельно допустимый момент для системы с роликами жесткостью 345 кН/м;
4 –фактический опрокидывающий момент;
Рис. 8 - Предельно допустимые опрокидывающие моменты по критерию нерасклинива-
ния сосуда в проводниках и фактический опрокидывающий момент при предельно допусти-
мом по ЕПБ и ПТЭ разбалансе натяжений канатов
Результаты показывают, что в системе без нижних роликов или с нарушен-
ными параметрами установки предельно допустимый опрокидывающий момент
от разбаланса в 5-7 раз меньше, чем момент, который реально может создастся
в пакете канатов, если половина из них с одной стороны оси сосуда будет пере-
гружена до предельно допустимого значения, а вторая половина с противопо-
180
ложной стороны на столько же ослаблена. Данная ситуация не нарушает требо-
вания ЕПБ, но показывает, что сосуд будет двигаться по стволу в непроектном
перекошенном положении.
Для сосуда с рычажными роликовыми направляющими традиционной жест-
кости Ср=120 кН/м, фактический момент также 3 раза превышает допустимый.
Только в случае применения на нижней поясе сосуда роликовых направляю-
щими жесткостью Ср=345 кН/м достигается условие предельного касания
башмаком проводника, что не исключает возбуждения ударного динамического
взаимодействия при взаимодействии с искривлениями профилей проводников.
Для создания запаса по безударному взаимодействия жесткость нижних
направляющих должна быть еще больше. Это возможно только в случае при-
менения конструкций типа НКП и установки их с гарантированным поджатием
к рабочим поверхностям проводников.
Необходимо определить допуски на сочетания между ослаблени-
ем/перегрузкой канатов с учетом координат их точек крепления к сосуду. В ка-
честве минимально возможного, но допустимого согласно ЕПБ, разбаланса
натяжений рассмотрим случай предельной перегрузки одного крайнего каната
при одинаковых нагрузках (радиусах желобов) в остальных канатах.
Средний расчетный радиус перемотки для n канатов равен
n
i
iR
n
Rcp
1
1
(13)
Пусть n-1 канатов имеют одинаковые радиусы Ri=Rnom (i=1…n-1), а n-й
канат имеет больший/меньший радиус Rn=Rnom+DR. Тогда расчетный средний
радиус шкива равен
n
DR
RnomRcp , (14)
а расчетные отклонения радиусов будут равны
n
DR
Ri , ( 1....1 ni ); DR
n
n
Rn
1
, (15)
где DR – абсолютное превышение радиуса n-го каната над остальными.
Методом математического эксперимента по формулам (4)-(6) для парамет-
ров выбранной подъемной установки найдем, что величина абсолютного пре-
вышения радиуса n-го каната над остальными, при которой n-й канат сосуда,
стартовавшего с относительной перегрузкой 15% и пришедшего в разгрузочные
устройства с перегрузкой 25%, равна DR=1.6 мм.
Картина расчетных отклонений радиусов желобов и координат точек креп-
ления канатов приведена в таблице 2.
181
Таблица 2 - Расчетные отклонения радиусов желобов и координаты крепления канатов
1R , мм 2R , мм 3R , мм 4R , мм
-0,4 -0,4 -0,4 1,2
b1, мм b2, мм b3, мм b4, мм
-450 -150 150 450
График абсолютных перегрузок канатов для этого случая приведен на рис.
9.
Рис. 9 - Абсолютные перегрузки канатов при ммDR 6.1
Из рис. 9 видно, что перегруженный канат ведет себя так же как и в преды-
дущем случае симметричного разбаланса натяжений, а остальные 3 каната
ослабляются на гораздо меньшую величину (отклонения усилий не превышают
41 кН, на фоне 55 кН в предыдущем случае).
На рис. 10 приведены графики опрокидывающих моментов, действующих
на сосуд. Из рис. 10 видно, что в случае, когда предельно перегружен только
один крайний канат суммарный опрокидывающий момент к концу подъема
нарастает несколько меньше, чем случает 2-х канатов и достигает 57 кН (про-
тив 67 кН при перегрузке 2-х канатов), хотя сам канат уже находится в состоя-
нии предельно допустимой относительной перегрузки 25%.
Сравнивая значения фактического суммарного опрокидывающего момента
для перегрузки случая одного крайнего каната со случаем перегрузки 2-х пра-
вых канатов (рис.8) мы видим, что в обоих вариантах распределения разбалан-
сов натяжений канатов фактические опрокидывающие моменты намного пре-
вышают предельно допустимые по критерию нерасклинивания сосуда в колее
проводников для рычажных направляющих.
182
1 - момент от средних канатов №2/3;
2 - момент от крайнего каната №1;
3 – момент от крайнего каната №4;
4 - суммарный опрокидывающий момент от всех канатов
Рис. 10 - Опрокидывающие моменты сил натяжений канатов
На рис. 11 приведены графики фактического и допустимых опрокидываю-
щих моментов при предельной перегрузке одного крайнего каната
1 - предельно допустимый момент для системы без роликов;
2 – предельно допустимый момент для системы с роликами жесткостью 120 кН/м;
3 – предельно допустимый момент для системы с роликами жесткостью 290 кН/м;
4 – фактический опрокидывающий момент.
Рис. 11 - Опрокидывающие моменты
Из рис. 11 видно, что аналогично случаю перегрузки 2-х канатов (рис. 8)
183
удержать сосуд от расклинивания в колее можно только применяя на нижнем
поясе роликовые направляющие с жесткость свыше 290 кН/м, что несколько
меньше значения в предыдущем случае
Для сравнения рассмотрим подъемную установку ш. Родина КЖРК с вось-
миканатной машиной типа ЦШ 5х8. Вес скипа 450 кН, вес полезного груза 500
кН, высота сосуда 18 м; расстояние от центра масс сосуда до верхнего пояса 9
м; число канатов n=8 (ш. Родина, Кривбассжелезрудком). Остальные парамет-
ры подъема идентичны параметрам рассмотренной выше установки. Отклоне-
ния радиусов желобов и координаты крепления канатов приведены в таблице 3.
Таблица 3-Отклонения радиусов желобов и координаты крепления канатов
1R , мм 2R , мм 3R , мм 4R , мм
-1,2 -1,2 -1,2 -1,2
b1, мм b2, мм b3, мм b4, мм
-1250 -750 -450 -150
5R , мм 6R , мм 7R , мм 8R , мм
-1,2 -1,2 1,2 1,2
b5, мм b6, мм b7, мм b8, мм
150 -450 750 1250
Графики допустимых опрокидывающих моментов для данной установки
приведены на рис. 12.
1 - предельно допустимый момент для системы без роликов;
2 – предельно допустимый момент для системы с роликами жесткостью 120 кН/м;
3 – предельно допустимый момент для системы с роликами жесткостью 345 кН/м;
4 – предельно допустимый момент для системы с роликами жесткостью 1000 кН/м;
5 –фактический опрокидывающий момент.
Рис. 12 - Опрокидывающие моменты
Данные на рис. 12 показывают, что с увеличением снаряженной массы сосу-
184
да в 2 раза и пропорционального увеличения числа канатов происходит трех-
кратное возрастание фактического опрокидывающего момента. Это происходит
потому, что поперечные габариты большегрузных скипов намного больше га-
баритов скипов среднего веса и 8 канатов крепятся к сосуду на более широком
участке его верхнего пояса. Соответственно опрокидывающие моменты от раз-
баланса их натяжений будут гораздо выше.
Приведенные расчеты показывают, что в этом случае удержать нижний пояс
скипа колее без прижатия башмаков к проводникам можно только применяя
роликовые направляющие на нижнем поясе с жесткостью от 1000 кН/м.
Направляющие с такой жесткостью на практике не применяются. Это говорит о
том, что при эксплуатации необходимо максимально уменьшать разбаланс
натяжений головных канатов, не допуская их одностороннюю перегрузку. В
противном случае при работе скипов реализуется ударный режим нагружения
армировки преимущественно нижним поясом скипа. Такое явление многократ-
но фиксировалось автором при проведении аппаратурных динамических испы-
таний систем «сосуд-армировка» в промышленных условиях.
Так как на практике износ футеровки желобов шкива происходит неуправ-
ляемо, то обеспечение центрированного движения сосуда в проводниках во
время эксплуатации может быть достигнуто либо путем ужесточения требова-
ний к допускаемому разбалансу натяжений канатов с учетом величины неком-
пенсированного опрокидывающего момента, действующего на сосуд, либо
применением роликовых направляющих на нижнем поясе сосуда, параметры
статической жесткости которых определены с учетом изложенных результатов,
а их установка гарантирует поджатие катков к рабочим поверхностям провод-
ников.
Выводы
1. Разбаланс натяжений головных канатов МК ШПУ в пределах, допусти-
мых действующими нормативными документами, оказывает значительное де-
стабилизирующее влияние на центровку подъемного сосуда в проводниках
жесткой и гибкой армировок стволов (одностороннее уменьшение кинематиче-
ских зазоров преимущественно по направляющим нижнего пояса).
2. Натяжение уравновешивающего канат лишь незначительно компенсирует
негативное влияние разбаланса натяжений канатов на центровку подъемного
сосуда в проводниках.
3. При соблюдении действующих норм на относительную перегрузку голов-
ных канатов МК ШПУ установка роликовых направляющих нижнего пояса со-
суда с зазором относительно жестких проводников приводит к перекосу сосуда
в вертикальной плоскости и вызывает рост ударных контактных нагрузок на
армировку.
4. Для компенсации разбаланса натяжений головных канатов МК ШПУ и
обеспечения безударного режима взаимодействия сосуда с жесткой армировкой
необходимо применять нижние ролики с жесткостью, рассчитанной на пре-
дельно допустимые значения разбаланса натяжений исходя из конкретных па-
раметров ШПУ.
5. Для снижения негативного перекоса подъемного сосуда необходимо в
185
нормативной документации ограничивать не только абсолютные значения до-
пустимых перегрузок для всего пакета канатов, но и учитывать сочетания их
знаков, не допуская одновременной перегрузки канатов с одной стороны от оси
сосуда и ослабления с другой.
6. При проведении аппаратурных динамических испытаний систем «сосуд-
армировка» многоканатной установки необходимо предварительно выполнять
выравнивание натяжений между головными канатами для исключения возбуж-
дения ударных взаимодействий, не связанных с нарушением прямолинейности
профилей проводников армировки и вызванных перекосом сосуда.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Нестеров П.П. Безуравнительный многоканатный подъем /П.П. Нестеров, Ю.П. Шабанов-Кушнаренко,
Н.К.Гончаренко // ГОСТЕХИЗДАТ УССР. Киев. -1963. 475с.
2. Бежок В.Р. Шахтный подъем / В.Р. Божок - Донецк. –Юго-Восток. -2007. -623с.
3. Белобров В.И. Динамика шахтных подъемных установок / В.И.Белобров, В.И. Дзензерский, В.И. Самуся,
С.Р. Ильин // Изд. ДГУ. Днепропетровск. -2000. 380с.
4. Единые правила безопасности при разработке рудных, нерудных и россыпных месторождений подзем-
ным способом. М. «Недра». 1977. -223с.
5. Правила технической эксплуатации угольных и сланцевых шахт. Изд. 2-е стереотип. М. «Недра». -1976.
-303с.
6. Ильин С.Р. Влияние параметров диаграммы скорости подъема и эксцентриситета груза на динамику си-
стемы «сосуд-армировка» шахтных стволов / С.Р. Ильин // ИГТМ НАН Украины. Геотехническая механика.
Межвед. Сб-к. науч. тр. Вып. 98, Днепропетровск. -2012. -C.322-348.
УДК 622.647.2:681.5
Канд. техн. наук Т. И. Жигула
(ИГТМ НАН Украины)
ДИНАМИЧЕСКОЕ ВОЗДЕЙСТВИЕ ПОДВИЖНОЙ НАГРУЗКИ
НА КАНАТНЫЙ СТАВ ЛЕНТОЧНОГО КОНВЕЙЕРА
На гірничих підприємствах широке використання набули стрічкові конвеєри з канатним ставом, який скла-
дається з двох паралельно натягнутих канатів, що спираються на стійки або підвішені до крівлі виробки. При
русі конвеєрної стрічки з вантажем по ставу відбуваються просторові поперечні коливання канатів, що знижує
експлуатаційну надійність конвеєра і веде до численних відмов. Аналіз науково-технічної літератури з питань
динаміки канатного ставу стрічкового конвеєра показав, що хоча існує велика кількість досліджень з цих пи-
тань, в них розглянуто вплив далеко не всіх значущих чинників, або ці дослідження залишилися незавершени-
ми, або проводилися з використанням спрощених моделей, які не можуть адекватно відображати процеси фун-
кціонування стрічкових конвеєрів. Дана робота присвячена дослідженню поперечних коливань канатного ставу
під дією рухомого навантаження (конвеєрної стрічки з вантажем) і визначенню динамічних зусиль, діючих на
опори ставу і грунт виробки. При дослідженнях секція ставу моделювалася однорідним пружним стрижнем з
шарнірними опорами на кінцях, по якому рухається рівномірно розподілене навантаження. Складено і виріше-
но рівняння поперечних коливань стрижня, що знаходиться під дією рухомого розподіленого навантаження і
подовжньої розтягуючої сили. Отримано формули для розрахунку власних частот коливань системи, зусиль, що
діють на стійки ставу, і критичних швидкостей руху вантажу, при яких можлива втрата стійкості системи. Для
параметрів, відповідних типажному конвеєру 1Л100К, проведено розрахунок частот першого тону поперечних
коливань канатів ставу і критичних швидкостей руху стрічки.
DYNAMIC INFLUENCE OF MOBILE LOADING
ON ROPE BASE OF BELT CONVEYER
On mine enterprises wide distribution was got by belt conveyers with rope base – the two parallel ropes, laying on
supports or suspended to the roof of working. At motion of conveyer belt with a load on base ropes accomplish spatial
transversal vibrations, that lowers operating reliability of conveyer and conduces to the numerous refusals. The analysis
of scientific and technical literature on the questions of dynamics of rope base of belt conveyer showed that although
exist a plenty of researches on these questions, in them influencing far of not all meaningful factors is considered, either
these researches remained uncompleted, or were conducted with the use of the simplified models which can not ade-
quately reflect the processes of functioning of belt conveyers. The real work is devoted to research of transversal vibra-
|