ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение ...................................................................................................................
3
1. Общие положения теории шахтных подъемных установок ............................
1.1. Общие сведения ............................................................................................
1.2. Составные части шахтной подъемной установки .....................................
1.3. Принципиальная схема шахтной подъемной установки ..........................
1.4. Классификация шахтных подъемных установок.......................................
5
5
5
5
6
2. Основные параметры шахтной подъемной установки.....................................
2.1. Максимальная скорость подъема ................................................................
2.2. Определение грузоподъемности подъемного сосуда................................
2.3. Продолжительность цикла и чистое время подъема.................................
8
8
10
14
3. Расчет подъемных канатов..................................................................................
3.1. Подъемные канаты для вертикального подъема .......................................
3.2. Уравновешивающие (хвостовые) канаты...................................................
3.3. Канаты для наклонного подъема.................................................................
14
16
20
21
4. Расчет и выбор основных параметров механической части подъемной
установки ..................................................................................................................
22
5. Схемы расположения подъемных установок у ствола шахты ........................
27
6. Общая теория шахтного подъема с постоянным радиусом навивки..............
6.1. Статические сопротивления при вертикальном подъеме .........................
6.2. Статические сопротивления при спуске груза...........................................
6.3. Статические сопротивления при наклонном подъеме ..............................
6.4. Построение диаграмм статических сопротивлений в функции времени ......
6.5. Кинематика шахтного подъема ...................................................................
6.5.1. Разновидности расчетных тахограмм ..............................................
6.5.2. Приведенная масса подъемной установки ......................................
6.5.3. Расчет тахограмм ...............................................................................
6.6. Динамика шахтного подъема.......................................................................
6.6.1. Диаграмма движущих усилий при подъеме груза..........................
6.6.2. Диаграмма движущих усилий при спуске груза.............................
6.7. Мощность подъемного двигателя ...............................................................
6.8. Диаграммы мгновенной мощности.............................................................
6.9. Расход энергии и КПД шахтной подъемной установки............................
6.10. Условия безопасности скольжения при шкивах трения .........................
6.11. Удельное давление канатов на футеровку ...............................................
31
31
36
36
37
38
38
40
43
47
47
49
50
53
54
55
58
6.12. Преимущества и недостатки многоканатного подъема
со шкивами трения
58
7. Система подъема с противовесом ......................................................................
7.1. Масса противовеса и уравнение статических сопротивлений .................
7.2. Особенности статики, кинематики и динамики подъема с противовесом ....
60
60
63
8. Управление шахтным подъемом ........................................................................
8.1. Путевые программные аппараты ................................................................
8.2. Аппарат АЗК .................................................................................................
63
64
64
9. Тормозные устройства шахтных подъемных машин .......................................
9.1. Требования к тормозным устройствам.......................................................
9.2. Конструкции тормозных устройств ............................................................
9.3. Расчет параметров тормозных приводов [13] ............................................
9.4. Регулятор давления и и электропневматические клапаны .......................
70
71
73
74
76
Рекомендательный библиографический список ...................................................
79
2
Федеральное агентство по образованию
Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования
Санкт-Петербургский государственный горный институт им. Г.В.Плеханова
(технический университет)
В.С.СОЛОВЬЕВ
СТАЦИОНАРНЫЕ МАШИНЫ
И УСТАНОВКИ
ШАХТНЫЕ ПОДЪЕМНЫЕ УСТАНОВКИ
Учебное пособие
САНКТ-ПЕТЕРБУРГ
2006
УДК 622.673 (075.80)
ББК 39.9
С602
В учебном пособии рассмотрены вопросы общей теории и методы расчета
шахтного многоканатного подъема, основные положения которых можно использовать и для одноканатного подъема как частного случая.
Изложены современные данные по расчетам кинематики подъемных установок и безопасности скольжения канатов относительно шкивов трения. Приведены
указания по расчету основных элементов шахтных подъемных установок.
Учебное пособие предназначено для студентов специальности 150402
«Горные машины и оборудование», а также может быть использовано студентами
других специальностей горных вузов и специалистами проектных и конструкторских организаций.
Научный редактор проф. Б.С.Маховиков.
Рецензенты: кафедра подъемно-транспортных, путевых и строительных
машин Санкт-Петербургского государственного университета путей сообщения;
ведущий инженер ОАО «Гипроруда» к.т.н. С.С.Наумов.
Соловьев В.С.
С602. Шахтные подъемные установки: Учеб. пособие / В.С.Соловьев.
Санкт-Петербургский государственный горный институт (технический университет). СПб, 2006. 82 с.
ISBN 5-94211-277-0.
УДК 622.673 (075.80)
ББК 39.9
ISBN 5-94211-277-0
2
© Санкт-Петербургский горный
институт им. Г.В.Плеханова, 2006
Введение
Добыча природного минерального сырья создает материальную базу промышленного производства, удовлетворяя потребности
общества в металлах, топливе, строительных и химических материалах. Значительная часть полезных ископаемых добывается на предприятиях с подземными горными работами, что предполагает широкое применение шахтных подъемных установок для транспортировки горной массы на поверхность.
С увеличением глубины карьеров организация автомобильного и локомотивного транспорта требует значительных затрат из-за
ограничения предельных углов подъема автомобильного или железнодорожного транспорта. Это вызывает необходимость создания
подъемных установок и на карьерах.
Подъемные установки являются одним из основных элементов транспорта на горных предприятиях. Надежность и высокая
производительность шахтного подъема во многом определяет эффективную работу предприятия в целом.
Первая крупная отечественная подъемная машина была построена в 1935 г. В настоящее время наиболее перспективными конструкциями являются многоканатные подъемные машины со шкивами трения. Проблема подъема больших грузов со значительной
глубины успешно решается применением многоканатного подъема
(МК-подъема).
Шахтные подъемные установки, являясь крупнейшими
транспортными устройствами, обладают специфическими, присущими только им, особенностями: огромной массой подъемной системы в целом, перемещаемой в условиях неустановившегося режима
3
движения со значительными ускорениями; значительной массой
подъемных канатов. Эти факторы превращают отрицательное влияние массы и инерции составных частей подъемной системы в большую проблему, так как значительная масса концевого груза приводит
к увеличению размеров электромеханической части подъема, а неуравновешенность и инерция движущихся масс ухудшает его энергетические показатели.
Основоположником горной механики в России был профессор И.А.Тиме (1838-1920), разработавший основы развития шахтного
подъема как научной дисциплины. Им были описаны конструкции
подъемных машин и разработаны методы их статических расчетов.
Еще в 1916 г., т.е. за 20 лет до внедрения шахтного подъема в практику (Швеция), И.А.Тиме высказал идею применения многоканатного подъема со шкивами трения.
Научные основы рудничных подъемных установок развивались академиками А.П.Германом и М.М.Федоровым и профессором
Ф.Н.Шклярским. Дальнейшее развитие эта теория нашла в трудах
профессоров А.С.Ильичева, Г.М.Еланчика.
4
1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ ТЕОРИИ
ШАХТНЫХ ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК
1.1. Общие сведения
Шахтная подъемная установка служит для выдачи на поверхность полезного ископаемого, спуска и подъема людей, оборудования, лесоматериалов и других грузов.
Современная шахта оборудуется главным и вспомогательным подъемами. На крупных шахтах и рудниках может быть по дватри главных и вспомогательных подъема.
В цепи рудничного транспорта от забоя до поверхности
подъемные установки являются наиболее сложными и энергоемкими. Они потребляют 40-60 % электроэнергии шахты. Подъемные
установки должны отвечать требованиям надежности, экономичности и безопасности.
1.2. Составные части
шахтной подъемной установки
Шахтная подъемная установка состоит из подъемной машины, подъемных сосудов, подъемных канатов, копра с направляющими шкивами и подъемных приводов.
В подъемную машину входят органы навивки канатов, редуктор и подъемный двигатель. Подъемная машина оборудована
тормозными устройствами, компрессорными и насосными станциями для подачи воздуха и масла в тормозные приводы и систему
смазки, а также аппаратурой управления и защиты.
1.3. Принципиальная схема
шахтной подъемной установки
На рис.1 приведена схема, типичная для эксплуатационной
шахты, оборудованной простыми клетями, или для проходческой
подъемной установки во второй период строительства, когда проходятся горизонтальные выработки.
5
5
а
б
7
6
3
9
8
4
4
3
2
9
0.0
2
1
1
10
11
10
11
Рис.1. Принципиальная схема шахтной подъемной установки при расположении
подъемной машины: а – на поверхности земли; б – в башне над стволом
1 – нулевая площадка (устье ствола); 2 – верхняя приемная площадка (ВПП); 3 – подъемные
сосуды; 4 – подъемные канаты; 5 – направляющие шкивы; 6 – наклонная струна каната;
7 – редуктор; 8 – двигатель; 9 – орган навивки каната; 10 – нижняя приемная площадка
(НПП) и уровень головки рельса (УГР) околоствольного двора; 11 – уравновешивающие
(хвостовые) канаты (только в уравновешенных системах)
Подъемные канаты 4 навиты на барабаны подъемной машины в противоположных направлениях так, что при вращении вала
один из сосудов (груженый) поднимается, другой (порожний) опускается. Подъемная машина может быть расположена на земле, а направляющие шкивы 5 на копре (рис.1, а). Многоканатные подъемные машины со шкивами трения устанавливают, как правило, на
копре башенного типа (рис.1, б). В эксплуатации находится ряд установок с расположением шкивов трения на поверхности (рис.1, а).
1.4. jл=““,-,*=ц,
ш=.2…/. C%дAем…/. 3“2=…%"%*
Шахтные подъемные установки классифицируются по ряду
признаков, в основном отвечающих сформулированным в Правилах
безопасности (ПБ) [4] и Правилах технической эксплуатации (ПТЭ)
требованиям и нормам:
6
• по углу наклона горной выработки – вертикальные и наклонные;
• по назначению – грузовые, грузолюдские и людские;
• по расположению подъемной машины – на поверхности
земли (в здании), под землей (в камере) и в башне (над стволом);
• по типу подъемного сосуда – бадьевой, клетевой, скиповой,
вагонеточный и скипоклетевой (комбинированный сосуд);
• по конструкциям подъемного сосуда – с неопрокидными
клетями, с опрокидными клетями, со скипами с донной разгрузкой
(неопрокидными) и с опрокидными скипами;
• по системе сосудов – с одним сосудом (одноконцевые), с двумя
сосудами и с системой сосуда с противовесом (двухконцевые);
• по числу несущих сосуд тяговых (подъемных) канатов –
одно- и многоканатные;
• по степени уравновешенности системы – неуравновешенные без хвостовых канатов (БХК), статически уравновешенные с
равновесными хвостовыми канатами (РХК) или с переменным радиусом навивки (динамически уравновешенные), например, гармонический подъем с тяжелыми хвостовыми канатами (ТХК);
• по типу органа навивки – с постоянным радиусом навивки
(с одним цилиндрическим барабаном, с двумя цилиндрическими
барабанами, с одним разрезным цилиндрическим барабаном, с однои многоканатными шкивами трения); с переменным радиусом навивки (с коническими барабанами, с бицилиндроконическими барабанами, с бобинами для плоского каната);
• по типу привода – электрический (асинхронный и постоянного тока);
• по глубине ствола – мелкие шахты глубиной до 200 м, глубокие – до 1000 м и сверхглубокие – до 3000 м.
7
2. ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ШАХТНОЙ ПОДЪЕМНОЙ
УСТАНОВКИ
К основным параметрам относятся:
• наивыгоднейшая (оптимальная) грузоподъемность сосуда;
• продолжительность цикла и «чистое» время подъема;
• максимальная скорость подъема;
• мощность подъемного двигателя.
Исходными данными для проектирования шахтных подъемных установок обычно являются производительность шахты или рудника Агод в тоннах в год и глубина шахты Нш в метрах.
Упрощенные формулы для определения основных параметров, начиная с величины оптимального полезного груза подъемного
сосуда, основываются на исследованиях акад. М.М.Федорова,
проф. Г.М.Еланчика и др. В основе исследований лежит техникоэкономическая оценка различных вариантов решения – обеспечения
требуемой производительности с заданной глубины. Однако все
приводимые ниже формулы дают лишь ориентировочные значения
основных параметров. В дальнейшем их требуется обосновать с учетом конкретных условий проектируемого объекта. При этом следует
принять во внимание существующие технические средства шахтного подъема и экономическую оценку горно-технических сооружений
(стволов, надшахтных зданий), непосредственно связанных с подъемной установкой.
Таким образом, точная оценка того или иного решения является весьма сложной задачей, решение которой под силу только
коллективу горных специалистов – эксплуатационников, механиков,
электриков, строителей и т.д.
2.1. Максимальная скорость подъема
Средняя скорость подъема в метрах в секунду
vср = Н/t.
(1)
Графики скорости в функции времени представлены на
рис.2. Для средней скорости vср график представляет собой прямую,
8
vmax
vmax
vср
v,
параллельную оси времени.
м/с
Однако практически такой
закон движения неосуществим, так как замедления и
ускорения при этом должны
быть бесконечными. Реальt, с
ный график скорости, отраt1
t2
t3
жающий периоды разгона и
замедления, имеет форму
t1'
t2'
ломаной линии.
t
Простейший случай
Рис.2. Диаграмма скорости (тахограмма)
характеризуется двухпериодной (треугольной) тахограммой, у которой t1′ – период разгона, t2′ – период замедления.
Δ
При этом сразу же после достижения максимального значения vmax
скорость снижается до нуля. Таков закон изменения скорости подъема при использовании парового подъемного двигателя.
При электрическом приводе необходимо иметь тахограмму
с наибольшей продолжительностью равномерного движения t2 при
максимальной скорости, чему в простейшем случае отвечает трапецеидальная (трехпериодная) тахограмма vmax .
В связи с тем, что все три тахограммы имеют одну и ту же
площадь, так как физически выражают одинаковую для всех трех
вариантов высоту подъема при равной его продолжительности t, отношение максимальной скорости vmax к средней vср будет разным. По
предложению акад. М.М.Федорова отношение vmax/vср = αс именуется
множителем скорости (1 ≤ α ≤ 2).
Для прямоугольной (однопериодной) тахограммы αс = 1, для
двухпериодной αс = 2.
Определяют максимальную ориентировочную скорость
подъема по формуле
vmaxор = αcvср.
(2)
В дальнейших расчетах при выборе механической части
подъемной машины максимальная скорость подъема уточняется
9
в зависимости от принятой частоты вращения двигателя и передаточного числа редуктора. Наибольшая скорость обосновывается
в проекте, однако по ПБ [4] она не должна превышать значений, указанных в табл.1.
Таблица 1
Максимальная скорость подъема, м/с [4]
Подъем
Ствол
Вертикальный
Наклонный
Людей
12
5
Грузов
в скипах
в клетях
Не ограничена
7
Не ограничена
5
2.2. Определение грузоподъемности
подъемного сосуда
Для грузовых шахтных подъемных установок в качестве
подъемных сосудов целесообразно использовать скипы, для которых
соотношение собственной массы сосуда к величине полезного груза
составляет 0,5-1,1.
В грузолюдских подъемах используются клети, которые значительно более сложны по конструкции и для них указанное соотношение составляет 2-3 и более.
Метод определения грузоподъемности угольных скипов
предложен проф. Г.М.Еланчиком. Суть этого способа в следующем.
Подставляя выражение (1) в формулу (2), получим
αс =
vmaxT
.
vср
(3)
В простейшем случае равнобокой трапециевидной тахограммы можно определить высоту подъема:
⎛ v2
v2 ⎞
Н = αсН – ⎜⎜ max + max ⎟⎟ ,
⎝ 2a1 2a3 ⎠
где а1, а3 – ускорения в первом и третьем периодах.
10
(4)
Принимая а1 = а3 = а из выражения (4), получим
vmax =
a(α c − 1) H .
(5)
Подставляя выражения (5) и (2) в (4), найдем время движения в цикле подъема
Т=
αс
a(α c − 1)
H.
(6)
Формула для расчета массы поднимаемого груза имеет вид:
Q = (T + Θ)Aч /3600,
(7)
где Θ – пауза в цикле подъема, с; Ач – часовая производительность
подъема, т/ч.
При подстановке формулы (6) в выражение (7) получаем выражение для определения грузоподъемности сосуда:
⎛
αc
Q= ⎜
⎜ a (α − 1)
c
⎝
⎞
H + Θ ⎟ Aч /3,6.
⎟
⎠
Введем обозначение ат = αс / a (α ñ − 1) – коэффициент продолжительности подъема, тогда
Q=
aт H + Θ
Ач .
3,6
(8)
Накопленные статистические данные позволяют выбрать необходимую длительность паузы Θ для осуществления погрузочноразгрузочных операций. Величины Θ табулированы и уточняются
при подстановке в формулу (8) методом последовательных приближений.
Определим значение коэффициента продолжительности
подъема ат.
Для упрощения вывода примем ускорение а = const, тогда
при заданных Ач, Н и Θ функциональная зависимость изменения
Q пропорциональна ат. При всех значениях ускорения a в пределах αс = 2-1,5 масса поднимаемого груза практически остается
11
постоянной. На этом участке
масса полезного груза увели7,0
чивается всего на 6 % при
6,0
1,739
резком снижении максималь5,0
1,34
ной скорости.
1,186
4,0
1
При уменьшении αс
1,1061,06
3,0
ниже 1,5 масса груза начинает
2,0
интенсивно увеличиваться и
2 3
1,0
при значениях αс = 1,4; 1,3;
1,0
1,2 1,4 1,6
1,8 2,0 αc
1,2 кратность увеличения составит соответственно 1,06;
Рис.3. Графики зависимости ат = f (αc)
1,106; 1,186 и т.д.
для разных ускорений а
При αс = 1 коэффици1 – a = 0,5 м/с2; 2 – a = 0,75; 3 – a = 1,0
ент ат = ∞.
Зависимости коэффициента ат = f (αc) приведены на рис.3.
При более сложных видах тахограмм, которые реально используются в шахтных подъемных установках, значения коэффициента несколько изменяют свои значения, сохраняя характер этого
изменения [10].
Реальные значения ат следует принимать для одноканатного
подъема равным 4, для многоканатного – 4,61.
Формула, рекомендованная проф. В.И.Киселевым, преимущественно для рудных месторождений имеет вид
ат
2,347
Q = 5,7 4 H Ач .
(9)
Эта формула получена путем аппроксимации результатов
расчетов подъемных установок при заданных Н и Ач для различных Q.
Производилось технико-экономическое сравнение вариантов грузоподъемности сосуда Q, при которых заданная производительность
подъемной установки достигается при наименьших капитальных
и эксплуатационных затратах.
Часовая производительность рассчитывается по выражению
Ач =
12
k н Aгод
,
z см t см N год
где kн – коэффициент неравномерности, для угольной и рудной промышленности kн равен соответственно 1,5 и 1,4 [1]; zсм – количество
смен по выдаче ископаемого, zсм = 3 см; tсм – время работы подъема
в смену за вычетом времени на осмотр установки, tсм = 5-6 ч; Nгод –
количество рабочих дней в году, Nгод = 300 дней.
Для скипового подъемника высота подъема
Н = Нш + hз.у + hп + hр,
где hз.у – глубина загрузочного устройства, м; hп – высота приемного
бункера, м; hр – высота рамы скипа над уровнем подъемного бункера
в момент разгрузки, м. Эти размеры принимаются по проектным
данным, обычно hз.у = 10-25 м; hп = 10-30 м, для скипов с донной разгрузкой и опрокидных сосудов hр равно соответственно 0,3 и 3-6 м.
По формулам (8) и (9) определяется грузоподъемность скипа
при двухскиповом подъеме. При односкиповом подъеме полученные результаты обычно удваиваются, так как из двух ходов подъемного сосуда только один ход – грузовой.
При подъеме в клетях грузоподъемность сосуда определяется
грузоподъемностью вагонетки, принимаемой по горно-техническим
условиям разрабатываемого месторождения. Выбранная клеть проверяется по фактору безопасности – времени подъема из подземных выработок всех находящихся там людей. Нормативное время
30-40 мин. В ряде случаев требуются многоэтажные клети (стандартные клети одно- или двухэтажные).
Если предусматривается одновременная отработка нескольких горизонтов, лучше ориентироваться на подъем с противовесом,
что исключает операцию по перестановке барабанов, а при шкивах
трения такой подъем является единственно возможным, так как перестановка исключена.
На основании расчетной грузоподъемности выбирается ближайший по грузоподъемности Q стандартный или унифицированный сосуд. При определении стандартного сосуда можно руководствоваться справочниками [4, 10], где приведены основные технические данные и характеристики (емкость, грузоподъемность, масса
сосуда, его габариты, длина разгрузочной кривой и т.п.).
13
2.3. Продолжительность цикла
и чистое время подъема
Для определения продолжительности цикла подъема должно
быть известно число подъемов в час:
nч = Ач / Q,
тогда цикл подъема в секундах
Тц = 3600 / nч.
Чистое время подъема (время движения) в секундах: при
двухсосудном подъеме t = Tц – Θ, при однососудном подъеме с противовесом t = Тц / 2 – Θ.
3. РАСЧЕТ ПОДЪЕМНЫХ КАНАТОВ
Подъемные канаты являются наиболее ответственными элементами шахтных подъемных установок. Стальные проволочные
канаты изготавливаются из высокопрочной проволоки (Ст35-Ст85)
марки В для подъема людей и марки 1 – для грузов, с пределом
прочности при растяжении σв = 1400-2000 МПа.
Классификация стальных канатов по некоторым из важнейших признаков следующая:
• по виду свивки – одинарные (спиральные), двойные и тройные; спиральные канаты, имеющие в наружном и внутреннем слоях
фасонные (z-, χ- и 8-образного сечения) проволоки, называются канатами закрытой или полузакрытой конструкции;
• по форме поперечного сечения прядей – кругло- и фасоннопрядные (например, пряди трехгранной и овальной формы);
• по типу прядей – с точечным, линейным и точечнолинейным касанием проволок в прядях, с поверхностным касанием
(пластически обжатые пряди и канаты типа ПК);
• по материалу сердечника – с органическим и металлическим сердечниками;
14
• по способу свивки – раскручивающиеся (стренги, пряди
и проволоки в прядях не сохраняют своего положения после снятия и
перевязок с конца каната) и нераскручивающиеся, которые сохраняют
свое положение (переформированные или термически обработанные);
• по направлению свивки – правые и левые;
• по сочетанию направлений свивки элементов – крестовые
(направления свивки каната, стренг и прядей чередуются) и односторонние (направления свивки каната и прядей наружного слоя
одинаковы);
• по степени крутимости – крутящиеся (с одинаковым направлением свивки всех прядей), малокрутящиеся (многопрядные
с несколькими слоями прядей и противоположным направлением
свивки каждого слоя);
• по форме поперечного сечения – круглые и плоские.
Напряжения, возникающие в канатах при работе на шахтном
подъеме, определяются статической нагрузкой, изгибом каната на
органах навивки и направляющих шкивах, шахтными сопротивлениями при движении в стволе, а также динамическими нагрузками и
другими специфическими факторами, действующими в процессе
эксплуатации (например, посадкой сосуда на приемных площадках).
Кроме того, в процессе свивки каната в проволоках возникают остаточные (свивочные) напряжения.
Ввиду сложности учета всех эксплуатационных и технических факторов канаты для вертикального подъема рассчитываются
только по статическим нагрузкам, а для наклонного подъема – с учетом сопротивлений движению [11].
В связи с тяжелыми условиями работы ПБ [11] предусматриваются высокие запасы прочности подъемных канатов. Статический
запас прочности определяется как отношение суммарного разрывного усилия всех проволок к статическому напряжению каната в опасном сечении. Опасное сечение находится в верхней части каната, на
уровне оси направляющих или канатоведущих шкивов.
Теоретическими и опытными исследованиями установлено,
что чем больше длина отвеса, тем меньшие динамические нагрузки
испытывает канат, поэтому с увеличением глубины шахты ПБ предусматривает снижение запаса каната по статической прочности.
15
Так, в шахтах глубиной свыше 600 м канаты могут иметь переменный и более низкий статический запас прочности (в зависимости от высоты подъема). При этом статический запас прочности
в нижнем сечении каната у прицепного устройства подъемного сосуда, иногда называемый коэффициентом безопасности и определяемый
аналогично таковому для верхнего сечения, но без учета массы
подъемного каната, должен быть не ниже нормированного ПБ.
3.1. Подъемные канаты
для вертикального подъема
С целью обобщения формул для расчета подъемных канатов рассмотрим многоканатSmin
ный подъем с тяжелыми хвоSmax
стовыми канатами (ТХК). Частn; р
Q+Q'
ные случаи при другой степени
статического уравновешивания:
ВПП
с легкими (ЛХК) и равновесныmо; aз
ми (РХК) канатами и без хво0.0
стовых канатов (БХК) – вытекают из расчетных формул для
системы с ТХК.
При многоканатном подъmп; aз
еме
полагают,
что подъемные
УГР
канаты воспринимают равные
Q'
доли от массы концевого груза
НПП и уравновешивающих канатов и
общий запас прочности всех канатов,
даже равномерно загруnх; рх
женных, остается неизменным.
Наибольшее натяжение
Рис.4. Схема к расчету канатов
подъемные канаты будут испывертикальных подъемных установок;
тывать при положении гружеmп и mо – масса поднимающихся
ного подъемного сосуда у ВПП
и опускающихся ветвей каната;
(рис.4).
аз – замедление при торможении
A
Нш
hп
hх
hзу
Н
Н0
h΄
A
16
Уравнение прочности для всех канатов в опасном сечении АА
nfо [σ]p = g [Q + Q ' + nph′ + nxpx (H + hx)],
где fo – суммарная площадь поперечного сечения проволок в каждом
канате, м2; [σ]p – допускаемое напряжение в проволоках каната при
растяжении (маркировочная группа), Па, [σ]p = σв / kст; n и nx – число
канатов соответственно головных и хвостовых; р и рх – масса единицы длины канатов соответственно головных и хвостовых, кг/м;
h′ – расстояние от ВПП до оси органа навивки, м; Н – высота подъема,
м; hx – длина петли хвостовых канатов, м; kст – статический запас
прочности каната, определяемый по правилам безопасности.
Обозначим
nx px = np + Δp; Но = h′ + Н + hx,
где Δр – превышение массы хвостовых канатов над головными, кг/м,
Δр ♣ 0; Но – общая длина отвесов каната, м.
Тогда
nfo [σ]p = g[Q + Q ′ + npHo + Δp(H + hx)].
(10)
При известных n, Q, Q ′, Ho, Δp, σв, kст уравнение (10) содержит две неизвестные величины.
Для составления второго уравнения воспользуемся следующим положением. Масса 1 м сплошного стержня с поперечным сечением fo составит p′ = fo ρ (где ρ – плотность стали, ρ = 7800 кг/м3).
Фактически длина проволок каната из-за спиральности их
формы превышает длину каната. За счет этого, а также наличия сердечника и смазки каната p > p′ или p = cfo (где с > 7800 кг/м3), поэтому fo = p / с.
Обозначив 1/ с = λсв (где λсв – коэффициент свивки каната)
получим второе уравнение
fo = λсв р.
(11)
В зависимости от конструкции каната (его формы, параметров свивки), технологии изготовления, наличия сердечника и смазки
коэффициент λсв имеет следующие значения, (м3/кг)·10 – 4:
17
Круглопрядный (ГОСТ 7668-80)
Трехграннопрядный (ГОСТ 3085-80)
Закрытый (ГОСТ 10506-76; ГОСТ 10508-76)
Плоский (ГОСТ 3019-80; ГОСТ 3092-80)
1,07-1,08
1,04-1,06
1,16-1,18
0,95-1,00
Решая совместно уравнения (10) и (11), найдем
1
[Q + Q ′ + Δp( H + hx )]
.
р= n
λ св σ в
− H0
g k ст
(12)
Для вертикальных одноканатных установок в рудной промышленности следует применять оцинкованные круглопрядные канаты с линейным и точечно-линейным касанием проволок, с маркировочной группой прочности 1,6⋅109 Па; допускается применение
канатов с маркировочной группой 1,8⋅109 Па. Для одноканатных
установок угольной промышленности – оцинкованные канаты
(ГОСТ 7668-80) крестовой свивки нераскручивающиеся с маркировочной группой 1,6⋅109 Па. Для многоканатных установок следует
применять оцинкованные канаты ГОСТ 7668-80 (ТУ 14-4-667-75)
с маркировочной группой прочности 1,6⋅109 Па.
Предварительный обоснованный выбор числа подъемных
канатов для МК-подъема может быть произведен из следующих
данных [4]:
Тип подъемной
машины
2,1 × 4 2,25 × 4 2,25 × 6 2,8 × 6 3,25 × 4 4 × 4 5 × 4 5 × 6 5 × 8
Масса полезного
груза, т
8
12
15
22
17,5
25
35
50
50
Разность
натяжений, кН
80
120
150
220
175
250 350 500 500
Число канатов
4
4
6
6
4
4
4
6
8
Допускается определять минимальный диаметр каната в соответствии с выражением [6]
18
d min =
1
(Q + Q′)
n
σр
k ст γ * g
,
− h′ − λ( H + hx )
где γ* = p / Qc – фиктивная (приведенная) плотность каната, кг/м;
p = p / d 2 – расчетный параметр; Qc = F / d 2 – расчетный параметр;
d – диаметр каната, мм; F – суммарная площадь сечения всех проволок каната, мм2; λ = nx px / np – соотношение масс 1 м хвостовых и
головных канатов.
Значения расчетных параметров наиболее употребительных
канатов показаны ниже:
ГОСТ
3079-80
3085-80
3088-80
3091-80
7668-80
7669-80
Qc
0,363
0,502
0,420
0,310
0,389
0,470
q , кг/м
3572
4376
4220
3058
3820
4212
*
9840
8717
10048
9864
9820
8962
γ , кг/м
3
Критерием правильности выбора подъемного каната является фактический статический запас прочности k ст.ф , который
должен иметь значения не ниже предусмотренных правилами безопасности [11].
По расчетному значению р из таблиц соответствующих
ГОСТов выбирают канат с ближайшей большей линейной массой рф
и достаточно высоким пределом прочности σв
k ñò.ô =
nS Σ
≥ k ст ПБ ,
g [Q + Q ′ + npH 0 + Δ р( H + hx )]
(13)
где SΣ – суммарное разрывное усилие всех проволок каната, Н.
Окончательно kст ПБ определяют после выбора уравновешивающих канатов, если они тяжелее головных. Для глубоких шахт
(более 600 м) следует применять пониженные статические запасы
прочности (табл.2), но при этом коэффициент безопасности kб должен удовлетворять требованиям ПБ:
19
k б.ф =
nS Σ
≥ k б ПБ .
g (Q + Q′)
(14)
Таблица 2
Значения k ст
Тип и назначение подъемной
установки
ПБ
и k cт
б
Глубина шахты, м
До 600 м
Свыше 600 м
Одноканатный подъем
6,5
7,5
9,0
8,5
10
13
4,5
5,0
5,0
Грузовой
Грузолюдской и людской
Со шкивом трения
8
8
11,5
11,5
4,5
5,0
Грузовой
Грузолюдской и людской
МК-подъем со шкивом трения
7
8
9,5
11,5
4,5
5,0
Грузовой
Грузолюдской
Людской
Для систем с другой степенью уравновешенности (с легким
и равновесными хвостовыми канатами, а также при их отсутствии)
в формулах (12) и (13) полагают, что Δр = 0.
Если выбранный по ближайшим меньшим параметрам стандартный канат не удовлетворяет нормам прочности, то находят канат с ближайшим большим диаметром и соответствующими значениями линейной массы, предела прочности и суммарного разрывного усилия всех проволок.
Окончательно выбранный канат должен удовлетворять нормам ПБ [11].
3.2. Уравновешивающие (хвостовые) канаты
Хвостовые канаты, если они предусмотрены, выбирают из
условия полного статического уравновешивания системы:
nx px = np.
20
деляют
Отсюда, задавшись числом хвостовых канатов nx = 2-4, опреpx = np / nx.
В соответствии с ПБ при МК-подъеме nx ≥ 2.
При шахтном подъеме хвостовые канаты не рассчитывают на
прочность, так как они не несут никакой нагрузки, кроме собственного веса.
Уравновешивающие канаты рекомендуется принимать
круглопрядные по ГОСТ 3088-80 и ГОСТ 7668-80; плоские – по
ГОСТ 3091-80, ГОСТ 3092-80, а также плоские резинотросовые с
маркировочной группой прочности не ниже 1400 МПа. При системе
ТХК проверяют статический запас прочности головных канатов по
уточненному значению Δр = nx px – np.
3.3. Канаты для наклонного подъема
В соответствии с работой [12] расчет наклонного подъема
(рис.5) выполняют с учетом сопротивлений движению подъемного
сосуда по рельсам (коэффициент сопротивления f1 = 0,01-0,02) и перемещению канатов по поддерживающим роликам (f2 = 0,15-0,30).
Из уравнения прочности находят массу 1 м подъемного каната в килограммах:
L
α
Н
nрL sin α
nрL cos α
(Q + Q ' ) sin α
nрL
(Q + Q ' ) cos α
Q + Q'
Рис.5. Схема к расчету канатов наклонных
подъемных установок
21
1
(Q + Q′)(sin α + f1 cos α)
n
р=
.
λ св σ Р
− L(sin α + f 2 cos α)
g k ст
(15)
Проверка выбранного каната по прочности производится
также, как и для вертикального подъема.
Из формулы (15) можно получить формулу для вертикального
подъема. Если α = 90°, то sin 90° = 1, cos 90° = 0. Тогда Lsin 90° = H –
вертикальной высоте подъема.
4. РАСЧЕТ И ВЫБОР ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ
МЕХАНИЧЕСКОЙ ЧАСТИ ПОДЪЕМНОЙ
УСТАНОВКИ
Подъемную машину и ее привод выбирают с учетом нескольких условий.
• 1. Минимальный диаметр органа навивки определяют в зависимости от диаметра каната d по соотношению
Dmin ≥ cd,
где коэффициент с регламентирован ПБ [11] и его значение зависит
от типа, назначения и расположения подъемной машины или элементов установки:
Одноканатная машина со шкивом трения
120
Многоканатная машина со шкивом трения при наличии отклоняющих
шкивов
95
Направляющие шкивы и барабанные машины на поверхности, а также
79
многоканатные машины при отсутствии отклоняющих шкивов
Направляющие шкивы, барабанные, подземные, подъемные, а также про60
ходческие машины
Передвижные и откаточные лебедки
50
• 2. Максимальное статическое натяжение канатов на окружности органа навивки не должно превышать допускаемого по
техническим характеристикам подъемной машины Smax ≤ Smax шпм.
22
Для МК-подъема (см. рис.4)
Smax = g [Q + Q′ + nph′ + nx px(H. + hx)].
В других случаях следует руководствоваться аналогичными
расчетными схемами.
• 3. Максимальная статическая разность натяжений канатов
на окружности органа навивки не должна превышать допускаемой
по техническим характеристикам подъемной машины:
ΔS = Smax – Smin ≤ (ΔS)пм,
где Smin – натяжение в порожняковой ветви канатов (см. рис.4),
Smin = g [Q′ + np(H. + h′) + nx px hx].
Прежде чем приступить к выполнению следующего условия,
необходимо по техническим характеристикам наметить тип и размер
подъемной машины, удовлетворяющей первым трем условиям.
• 4. Необходимая ширина барабана, удовлетворяющая требуемой канатоемкости органа навивки, не должна превышать стандартную ширину В ≤ Встанд.
Ширина каждого барабана двухбарабанных подъемных машин
⎞
⎛ H + hзап
+ z тр + 1⎟⎟ (d + ε),
⎜ πD
станд
⎠
⎝
В= ⎜
где hзап – запасная длина каната, предназначенная для его испытаний, обычно hзап ≥ 30 м; Dстанд – диаметр стандартного барабана, м;
zтр – число витков трения для разгрузки места заделки конца каната
на барабане, для деревянной и металлической футеровок барабана,
zтр равно соответственно 3 и 5; 1 – виток, состоящий из двух полувитков, выклинивающихся у реборд и не используемых для навивки
канатов; d – диаметр каната, м; ε – зазор между витками, для цилиндрических барабанов ε = 0,002-0,003 м.
Для вертикальных грузовых шахтных подъемных установок
ПБ [11] допускается двухслойная навивка канатов на барабанах.
Ширина неразрезного барабана однобарабанной подъемной
машины:
23
при двухконцевом подъеме
⎛ H + 2hзап
⎞
⎟ (d + ε),
+
2
+
1
+
2
z
тр
⎜ πD
⎟
станд
⎝
⎠
В= ⎜
где 2 – количество витков для образования зазора между навивающейся и свивающейся ветвями канатов;
при одноконцевом подъеме и многослойной навивке
⎛ H + hзап
⎞
+ z тр + 3 ⎟ (d + ε),
⎜ i πD
⎟
ср
⎝
⎠
В = D⎜
где i – число слоев навивки; iср = 0,5(Dстанд + D i); 3 – число витков
для передвижки переходного (критического) участка каната; Di –
диаметр i-го слоя навивки, м; Di ≈ Dстанд + 2(i + 1)d.
Ширина разрезного барабана однобарабанной машины
В = Вз + Впер + (0,05-0,07),
где Вз – заклиненная часть барабана, м,
⎛ H + hзап
⎞
⎟ (d + ε);
1
+
+
z
тр
⎜ πD
⎟
станд
⎝
⎠
Вз = ⎜
Впер – переставная часть барабана, м,
⎛ H пер + hзап
⎞
⎟ (d + ε);
+
+
1
z
тр
⎜ πD
⎟
станд
⎝
⎠
Впер = ⎜
0,05-0,07 – дополнительная ширина заклиненной части барабана
у места разреза, м; Нпер – высота перестановки, Нпер = 100-150 м.
Для подъемных машин со шкивами трения нет необходимости определять канатоемкость органа навивки и его ширину. Ширина многоканатного шкива трения зависит от числа и диаметра канатов. Обычно расстояние между соседними канатами 200-300 мм.
• 5. Максимальная скорость подъема должна быть приблизительно равна ориентировочной максимальной скорости (см. раздел 2)
vmax ≈ vmaxop .
24
б
а
ШТ
Д
Д
в
ШТ
Д
Д
ШТ
Р
Д
Рис.6. Схемы расположения подъемных машин со шкивами трения: а – без
редуктора с одним двигателем; б – без редуктора с двумя двигателями;
в – с редуктором и двумя двигателями; ШТ – шкив трения; Р – редуктор;
Д – двигатель
Подбором необходимой частоты вращения двигателя и передаточного числа стандартного редуктора подъемной машины добиваются соответствия этих скоростей, используя соотношение
vmax = πDдвnном / iред.
Тип редуктора принимают, кроме того, по максимальному
крутящему моменту на тихоходном валу
М тв = M max дв −
n′J рот + J ред 2
iред amax ,
Rон
где Jрот – момент инерции ротора двигателя, кг⋅м2; n' – число приводных электродвигателей; Jред – момент инерции редуктора, приведенный к тихоходному валу, кг⋅м2; Rон – радиус органа навивки, м;
аmax – наибольшее ускорение в период пуска, м/с2; M max дв – максимальный момент электродвигателя.
В шахтных подъемных машинах со шкивами трения допустимо использование двух электродвигателей. Схемы компоновок
приведены на рис.6.
При определении M max дв необходимо определить мощность
подъемного электродвигателя. При ориентировочных расчетах
мощность подъемного двигателя определяется по формулам:
для двухсосудного подъема
λ kgQv max
Nop =
;
(16)
1000 η ред
25
для однососудного подъема с противовесом (при массе противовеса G = Q ′ + Q /2, где Q ′ – масса порожнего сосуда)
1
λ k ′gQv max
Nop = 2
,
1000 η ред
(17)
где λ – коэффициент, учитывающий динамические усилия; k и k ′ –
коэффициенты, учитывающие шахтные сопротивления соответственно двухсосудной системы и системы сосуд с противовесом; g –
ускорение свободного падения, м/с2; ηред – КПД редуктора.
Коэффициент λ учитывает действие дополнительных динамических усилий в периоды неустановившегося движения и зависит
от характера кривой статических сопротивлений и выбранной продолжительности подъема:
Форма кривой
Время подъема:
близкое tmin
большее tmin в 1,5-2 раза
Нисходящая
Другие
1,35-1,45
1,10-1,15
1,15-1,20
1,00-1,05
Чаще всего значения λ принимают по второй строчке, так как
близко (1,5-2,0) tmin.
Минимальная продолжительность подъема tmin [1] отвечает
треугольной тахограмме при наибольшей допустимой по технике
безопасности максимальной скорости, определяемой по формуле
vmax = 0,8 H .
Тогда
tmin =
2H
2H
=
или tmin = 2,5 H .
vmax 0,8 H
Численные значения коэффициентов k и k′ в формулах (16),
(17) зависят от типа и системы подъемных сосудов:
Коэффициент
Клети
Скипы
k
1,20
1,15
k′
1,40
1,30
КПД одноступенчатого редуктора в формулах принимают
равным 0,95, двухступенчатого – 0,90.
26
5. СХЕМЫ РАСПОЛОЖЕНИЯ
ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК У СТВОЛА ШАХТЫ
B2
B1
Схема 1
α1 α2
Схема 2
Схема 1
Hк
Lстр
hc
hп
B
Dшк
hпп
0,75Rшк
α1
α2
0.0
Dб
β
с
Dшк
Схема 2
Hк
hпп Dшк 1 м
0,75Rшк
b
Lcтр
hс
hп
Произвольное расположение
подъемных машин у ствола шахты исключено. Схема расположения регламентируется рядом требований ПБ
[11], ПТЭ, конструктивными особенностями машин, общей компоновкой
надшахтных зданий и сооружений, копров, технологическим комплексом
поверхности шахты и расположением
сосудов в стволе.
Обычно одноканатные подъемные машины располагают в здании на
поверхности земли. Возможны два варианта установки машин (рис.7): двухбарабанные по схеме 1, однобарабанные – по схеме 2.
При наземном расположении
машин необходимы копры – сооружения над стволом шахты для размещения
направляющих (копровых) шкивов,
крепления проводников, разгрузочных
кривых и посадочных устройств подъемных сосудов. При МК-подъеме на
копрах башенного типа располагают
подъемные машины.
При установке с одним цилиндрическим барабаном или при одноканатном шкиве трения целесообразно
разместить копровые шкивы в одной
плоскости, «шкив под шкивом» (рис.7,
схема 2); при двух цилиндрических
барабанах – на одном уровне, в параллельных плоскостях (рис.7, схема 1).
При этом в обоих случаях обеспечивается минимальное отклонение канатов
0.00 β
Dб
с
b
Рис.7. Схемы расположения
барабанных подъемных машин
27
в момент нахождения у реборд барабанов от плоскости копровых
шкивов, что регламентируется значением углов девиации [12] – наружного αн и внутреннего αвн.
Высота копра hк является определяющей характеристикой
данного сооружения. Она в первую очередь зависит от допустимой
высоты переподъема – расстояния, превышающего высоту подъема,
на которое может переместиться подъемный сосуд от нормального
положения при разгрузке на ВПП до момента соприкосновения
верхнего жимка прицепного устройства с ободом направляющего
шкива или отдельных частей сосуда с элементами копра.
Высота копра:
по схеме 1
Нк = hп + hc + hпп + 0,75Rшк;
по схеме 2
Нк = hп + hc + hпп + 0,75Rшк + Dшк + 1,
где hп – высота ВПП над уровнем земли, м; hc – полная высота
подъемного сосуда от низа рамы до верхнего канатного жимка прицепного устройства или верхней кромки клинового коуша, м; hпп –
высота переподъема, м (табл.3); 0,75Rшк – запас по высоте для
исключения соприкосновения верхнего канатного жимка прицепного
устройства с ребордами направляющего шкива, м; Dшк + 1 – расстояние между осями шкивов, м.
Таблица 3
Высота переподъема [12]
Тип
подъемной
установки
Одноканатная
Многоканатная
и одноканатная
со шкивом трентия
28
Подъемный
сосуд
Высота
Максимальная переподъема, м
скорость
подъема, м/с Сущест- Проективующая руемая
Клетевой
Грузовой
Скиповой
>3
<3
–
6
4
2,5
6
6
3
–
–
–
7
Примечание
–
–
–
Включая свободный
переподъем, равный
3 м, а также высоту для
размещения предохранительных устройств
(амортизаторов)
При расположении
подъемных машин в башенном копре его высота определяется по данным проектных институтов (рис.8):
для установок без отклоняющих шкивов (рис.8, а)
Нк = hп + hр + (hc + hб) +
+ (hпп + 3) + hбт + (hб + 0,3) +
+ hкам + hэ + hпм;
для установок с отклоняющимися
шкивами
(рис.8, б)
а
D
hпм
hэ
hкам
hб+0,3
hбт
hпп+0,3
Q'
Уровень
бункера
0.00
hб
hc
hр
n; p
nx; px
Нк
Нш
Нк = hп + hр + (hc + hб) +
+ (hпп + 3) + hбт + (hб + 0,3) +
Q +Q'
+ hкам + hо.шк + Rо.шк,
hх
б
D
Dош
А
Нк
hк шк
γ < 15o
hб + 0,3
где hб – расстояние от верхнего направляющего башмака сосуда до верхнего канатного жимка, hб ≈ 3 м; 3 –
расстояние от тормозного
башмака верхнего сосуда до
начала тормозных брусьев
на копре, обеспечивающее
натяжение канатов при переподъеме верхнего сосуда,
когда башмаки нижнего сосуда вошли в контакт с тормозными клиньями в зумпфе
ствола, м; hбт – длина тормозных брусьев (амортизаторов) для поглощения кинетической энергии подни-
hзу
Рис.8. Схема расположения многоканатных
подъемных машин в башне над стволом:
а – без отклоняющих шкивов; б – с отклоняющими
шкивами
29
Акл
мающегося сосуда при переподъеме, м; hкам – высота
Противовес
противометанной камеры,
h
кам = 0,6-0,8 м; hэ – высота
Клеть
подмашинного помещения,
hэ = 2,8-3,9 м; hпм – высота
Dств
Скип
вала подъемной машины над
уровнем пола машинного
зала, hпм = 1-2 м; Rо.шк – радиус отклоняющего шкива, м;
hо.шк – расстояние между
Аск
осями отклоняющего и канатоведущего шкивов, hо.шк =
Рис.9. Сечение ствола шахты
= (D – A)tgγ; А – расстояние
Аск – расстояние между скипами; Акл – расстояние
между отвесами канатов в
между клетями; Dств – диаметр ствола
стволе, зависящее от размещения и грузоподъемности сосудов, м; γ – угол допустимого отклонения от вертикали, γ ≤ 15°.
Типовое сечение ствола с двумя скипами и клетью с противовесом показано на рис.9.
Необходимо, чтобы схемы расположения подъемных машин
удовлетворяли следующим требованиям [5]: углы девиации αе и αi
не должны превышать 1°30' при цилиндрических барабанах; длина
струны каната без поддерживающих роликов lстр ≤ 65 м, при угле
наклона струны к горизонту свыше 45° допускается ее увеличение
до 75 м.
Минимальное расстояние от оси вала подъемной машины до
оси ствола в метрах определяется из условия размещения укосины
копра:
Вmin = 0,45Нк + Dб + Rшк + 6.
Во избежание касания каната о раму угол наклона нижней
струны к горизонту должен быть не менее 30°.
Примеры расчетов по схемам расположения можно найти в
литературе [1-3, 8 и др.].
30
6. ОБЩАЯ ТЕОРИЯ ШАХТНОГО ПОДЪЕМА
С ПОСТОЯННЫМ РАДИУСОМ НАВИВКИ
При эксплуатации шахтная подъемная установка совершает
ряд повторяющихся операций, т.е. имеет циклический режим работы. Режим этот определяется, с одной стороны, статическими
сопротивлениями на валу органа навивки, с другой, – предписанным
изменением скорости. Совокупность двух указанных факторов
предопределяет закон изменения движущего момента, развиваемого
двигателем. Задачей теоретического расчета является установление
параметров, характеризующих рабочий режим подъемной установки,
с учетом взаимной связи между статикой, кинематикой и динамикой.
В соответствии с теорией подъема устанавливаются нагрузки, действующие на отдельные элементы и узлы шахтной подъемной машины. Конечным результатом теоретического расчета является определение экономических показателей подъемной установки.
6.1. Статические сопротивления
при вертикальном подъеме
Статическое сопротивление – это разность статических натяжений грузовой и порожней ветвей канатов на окружности органа
навивки:
Fст = Fст′ − Fст′′ .
(18)
Принято рассматривать изменения статических сопротивлений в функциях пройденного подъемными сосудами пути x или времени t. Наиболее простой вид эти зависимости имеют для неопрокидных клетей.
Для обобщения вывода уравнения статических сопротивлений в функции x рассмотрим случай многоканатной системы ТХК
при подъеме груза. В соответствии с расчетной схемой (рис.10) для
произвольного положения сосудов составим выражения статических
натяжений обеих ветвей канатов, при этом обозначим сопротивления
движению ветвей соответственно w ′ и w ′′ . Вычтем из первого выражения второе. Тогда
31
Fст′ = g[Q + Q′ + np(h′ + H – x) +
h'
+ nxpx(hx + x)] + w′ – Fст′′ =
Fст″
Fст′
x
ВПП
H
Q′
w″
n; p
w′
nх; pх
x
Q + Q′
hх
НПП
Рис.10. Расчетная схема
для определения статических
сопротивлений при двухсосудном
подъеме
= g[Q′ + np(h′ + x) +
+ nxpx(H + hx – x)] – w′′ ;
Fст = g[Q + np(H – 2x) – nxpx(H – 2x)] +
+ w′ + w′′.
После преобразований и подстановки суммарного сопротивления
обеих ветвей w = w′ + w′′ получим
Fст =
= g[Q – (nxpx – np)(H – 2x)] + w. (19)
Обозначим сумму
w
gQ + w = gQ(1 +
) = gkQ,
gQ
где k – коэффициент, учитывающий шахтные сопротивления, для
скипов и клетей k соответственно
равно 1,15 и 1,20.
Окончательное выражение
для подъема груза при любой степени уравновешенности системы
следующее:
Fст = g[kQ – (nxpx – np)(H – 2x)]. (20)
Статические сопротивления при системе ТХК в функции пути имеют вид восходящей прямой (рис.11).
При равновесных хвостовых канатах в уравнении (18) следует полагать nxpx = np, поэтому
Fст = kgQ.
(21)
Статические сопротивления при этом остаются постоянными
и не зависят от положения клетей в стволе (см. рис.10).
32
Fст = g[kQ + np(H – 2x)]. (22)
Изменение статических
сопротивлений при системе БХК
происходит по нисходящей прямой (рис.11).
При встрече подъемных
сосудов в стволе, когда x = Н/2,
для всех степеней уравновешенности Fcт | x = H/2 = kgQ, что соот-
Fст
ТХК
РХК
kgQ
При подъеме без хвостовых канатов nxpx = 0, поэтому
БХК
0
Н/2
Н/2
x
Н
Рис.11. Диаграммы статических
сопротивлений при неопрокидных
клетях
ветствует точке пересечения всех графиков.
Сравнение графиков (рис.11) позволяет сделать следующие
выводы:
1. При системе ТХК пусковое сопротивление в начале подъема минимальное, в конце – максимальное, что в целом обеспечивает наивыгоднейшие энергетические показатели и более высокую
степень безопасности в конце подъема, так как необходимое тормозное усилие при этом снижается.
2. При отсутствии хвостовых канатов (БХК-система) пусковое сопротивление максимальное, а в конце подъема – минимальное,
что требует, как правило, увеличения мощности двигателя. Необходимость применения больших тормозных усилий в конце подъема
уменьшает безопасность и экономичность управления.
3. Применение системы РХК обеспечивает постоянство статических сопротивлений на протяжении всего цикла, что упрощает
управление как в ручном, так и в автоматическом режимах. При
проектировании подъемных установок обычно ориентируются на
системы с равновесными хвостовыми канатами.
Предельная высота подъема при неуравновешенной системе
БХК определяется положением, при котором статические сопротивления переходят в область отрицательных значений. Отрицательные
статические сопротивления играют роль движущих усилий, что неприемлемо по соображениям безопасности, экономичности и надежности управления подъемной машиной.
33
Предельная высота, при
которой статические сопротивления переходят через нулевое значение, определяется из выражения
0
x
(22), где Fст = 0, что соответствует
Нпред
Н = Нпред и x = Нпред (рис.12), тогда
Нпред = kQ / np.
Рис.12. Диаграмма статических
Значение Нпред составляет
сопротивлений для определения
обычно
около 550 м. При больпредельной высоты подъема
при статически неуравновешенной
шей глубине стволов следует
системе
прибегать к статическому уравновешиванию за счет применения
Fст А
уравновешивающих канатов либо
переменного радиуса навивки.
B
C
Более подробно этот вопрос рассмотрен в работе [5].
0,4gQ
При скипах с донной разD
грузкой
Fст с начала подъема до
Fст к
момента входа ролика затвора
Н′
h0
x
0
скипа в разгрузочные кривые
длиной hо изменяется по тому же
Н
закону, что и при подъеме в неопрокидных клетях, т.е. по линии АВ
Рис.13. Диаграмма статических
(рис.13), поэтому для участка пути
сопротивлений при скипах с донной
x = Н – hо применяется формула
разгрузкой
(20) клетевого подъема.
При определении положения точки D на графике (рис.13)
учитывают, что в процессе движения в разгрузочных кривых затвор
скипа начинает открываться и к моменту остановки скип разгрузится приблизительно на 40 %. Это уменьшает статическое натяжение
груженой ветви канатов по сравнению с клетевым подъемом на 0,4gQ
(длина участка CD). Конечное значение статических сопротивлений
при скипах с донной разгрузкой
Fст = g[(k – 0,4)Q + (nxpx – np)H]
или при k = 1,15
Fст = g[0,75Q + (nxpx – np)H].
Fст
34
Fcт
g(1 – αн)Q '
g(kQ – ΔpH)
g[(1 – αн)Q' + Q]
0
h0
H' = H – 2h0
h0
х
Рис.14. Диаграмма статических сопротивлений при опрокидных
сосудах
При опрокидных сосудах (клетях и скипах) искажение нормальных статических сопротивлений имеет место не только в конце
подъема, на разгрузочном участке ho, но и в начале – на протяжении
того же пути ho (рис.14). Это обусловлено тем, что верхний порожний сосуд находится в разгрузочных кривых и передает на них часть
собственной массы (1 – αн)gQ'. С учетом этого статические сопротивления в начале подъема
Fст = g[kQ – (nxpx – np)H + (1 – αн) Q' ].
В период завершения подъема груженый сосуд входит в разгрузочные кривые. С этого момента начинается поворот кузова и,
наконец, высыпание груза. К концу подъема весь полезный груз высыпается и вновь проявляется неуравновешенность собственной
массы верхнего сосуда. Статические сопротивления в конце подъема
Fcтк = g{kQ + (nxpx – np)H – [(1 – αн)Q' + Q]},
где (1 – αн) – коэффициент неуравновешенности собственной массы
сосудов, для опрокидных скипов и клетей αн равно соответственно
0,65 и 0,6.
На протяжении нормального участка Н – 2hо – статические
сопротивления изменяются также, как и при неопрокидных клетях.
35
6.2. Статические сопротивления
при спуске груза
Для двухклетевой подъемной установки уравнение статических сопротивлений
Fст = g[k''Q + (nxpx – np)(H – 2x)].
(23)
Статические сопротивления численно являются положительными, но направлены в сторону движения, т.е. имеют характер
движущих усилий, поэтому график Fст = f (x) располагают под осью
абсцисс.
Сопоставление уравнений (20) и (23) позволяет сделать следующие выводы: знаки внутри выражений, заключенных в квадратные скобки, противоположны; численные значения коэффициентов,
учитывающих шахтные сопротивления, различны: при спуске груза
в клетях принимают k'' = 0,8, при подъеме k'' = 1,2.
6.3. Статические сопротивления
при наклонном подъеме
Натяжения канатов обусловлены массой концевого груза и
канатов, сопротивления при движении подъемных сосудов по рельсам и канатов по поддерживающим путевым роликам, углом наклона путей к горизонту α.
В расчетной схеме (рис.15) при произвольном положении
сосудов статические натяжения груженой и порожней ветвей канатов соответственно
Fст′ = g[(Q + Q')(sin α + f1cos α) + np(L – x)(sin α + f2cos α)] + w',
Fст′′ = g[(Q'sin α – f1cos α) + npx(sin α – f2cos α)] – w''.
Статическое сопротивление
Fcт = g[Q sin α + (Q + 2Q') f1cos α + np(L – 2x)sin α + npLf2cos α] + w.
36
ВПП
x
L
Q΄ sin α
nр sin α
x
nр
(Q + Q΄ ) sin α
Q΄
nр cos α
α
Fст'
Fст"
Q΄cos α
(Q + Q΄ ) cos α
НПП
Q + Q΄
Рис.15. Схема к расчету канатов наклонных подъемных установок
После объединения всех вредных сопротивлений с составляющей силы тяжести полезного груза, направленной параллельно
пути, получим
kgQsin α + g(Q + 2Q')f1cos α + gnpLf2cos α =
⎧ [(Q + 2Q′) f1 + npLf 2 ] cos α ⎫
= gQ sin α ⎨k +
⎬.
Q sin α
⎩
⎭
Выражение в фигурных скобках учитывает вредные сопротивления при наклонном подъеме. Обозначив его kнакл, получим
уравнение статических сопротивлений при наклонном подъеме
Fст = g[kнакл Q sin α + np(L – 2x)sin α].
(24)
При α = 90°, когда sin90° = 1, формула (24) переходит в уравнение для вертикального подъема (20).
6.4. Построение диаграмм статических
сопротивлений в функции времени
Для удобства дальнейших расчетов с помощью диаграмм
и графиков необходимо изобразить Fст в функции времени. Замена
переменной x на переменную t в уравнениях статических сопротивлений приводит к тому, что прямолинейные участки диаграммы,
37
соответствующие периодам неустановившейся скорости, будут
заменены кривыми (в простейшем случае при равнопеременном изменении скорости –
параболами), что следует из
0
следующих
законов механики:
t
t1
t2
t3
• в периоды равноускоренного t1 или равнозамедРис.16. Диаграмма статических
ленного t3 движения замена
сопротивлений в функции времени
аргумента χ на t по формуле
x = at2 /2 (где а – ускорение или замедление, м/с2) представляется
квадратичной параболой, в периоды ускорения выпуклостью вверх,
в периоды замедления – выпуклостью вниз (рис.16);
• в период равномерного хода t2 путь x = vt и зависимость сохраняет характер прямой линии.
Кривизной участка на графиках Fст = f (t) обычно пренебрегают.
Fст
6.5. Кинематика шахтного подъема
Режим движения подъемных сосудов характеризуется законом изменения скорости, которая в период разгона возрастает от
нуля до максимума, а в период замедления убывает до нуля. В полном цикле Тц кроме периода движения t содержится пауза Θ, в течение которой подъемные сосуды загружают и разгружают. Полная
площадь соответствует высоте подъема Н.
6.5.1. Разновидности расчетных тахограмм
Вид тахограммы зависит от типа сосуда, применяемой системы сосудов, способа разгрузки сосуда и типа проводников в стволе.
При электрическом приводе целесообразно использовать таxограммы
с периодом равномерного хода не менее половины чистого времени
движения.
38
vmax
vmax
Величины уско- v,
рений и замедлений м/с
подъема должны соотvвых
vвх
ветствовать требованиям
ПБ и ПТЭ. Для вертиt3
t4 t5 Θ t, c
t'0 t"0 t1
t2
кальных людских и грузовых подъемов величи–
a0 – a1
a3 – a5 –
на основного ускорения
h2
h3 h4 h5 –
h0' h"0 h1
должна приниматься в
2
пределах 0,5-0,75 м/с .
Рис.17. Семипериодная тахограмма подъема
Скорость равномерного движения скипа
v,
в разгрузочных кривых м/с
следует принимать не
более 0,5 м/с. Ускорение
и замедление в кривых
не должно превышать
t2
t3
t1
Θ t, c
0,3 м/с2.
a1
a3
–
–
Для клетьевых
подъемов и грузовых со
h3
h1
h2
–
скипами с секторным
затвором следует приРис.18. Трехпериодная тахограмма подъема
менять семипериодные
тахограммы (рис.17).
Для скипов с автономным приводом затвора, не имеющих
разгрузочных кривых, допускается применять трехпериодную тахограмму (рис.18), при этом величины ускорений и замедлений не
должны превышать 0,75 м/с2.
В семипериодной тахограмме на первоначальном участке
движения должна быть обеспечена скорость не более 0,5 м/с. Протяженность этого участка для скиповых подъемов состоит из высоты
разгрузочных кривых плюс 0,5 м (hо + 0,5 м), для опрокидных клетей – высоты разгрузочных кривых плюс 1,5 м, неопрокидных клетей – 1,5 м. Указанные ограничения вызваны необходимостью безударного выхода сосудов из кривых, а для неопрокидных клетей –
необходимостью избежания повреждений при неполном возврате
посадочных устройств.
39
На конечном участке движения скорость не должна превышать величины 0,5 м/с. Этот участок для скиповых подъемов принимается равным удвоенной длине разгрузочных кривых (2hо), а для
клетьевых подъемов, оборудованных неопрокидными клетями, равным 3 м. Этим снижается сила удара, сопровождающая вход роликов затвора в кривые при затухании переходных электромеханических процессов до этого входа [1]. При подходе сосуда к месту остановки происходит отключение электропривода и наложение тормозов, причем стопорение сосуда происходит на пути 0,2-0,3 м.
Еще более сложный характер имеют тахограммы при использовании канатных проводников. В этом случае имеются участки
движения сосудов, где происходит переход на жесткие проводники,
необходимые для повышения точности подхода сосудов к приемным площадкам. Скорость движения в жестких проводниках ограничена величиной 1,2 м/с.
При использовании современных средств электропривода
наиболее целесообразна тахограмма, при которой существует возможность уменьшения темпа ускорения – «рывка», представляющего третью производную пути по времени b = d3x / dt3. При такой системе привода снижаются динамические нагрузки от колебательных
процессов многомассовой системы с упругими связями, каковой является шахтная подъемная установка. Это приводит к повышению
надежности и долговечности всех ее элементов.
Кинематика проходческого бадьевого подъема обусловлена
наличием различных устройств в стволе: разгрузочных полков, лед,
раструбов, а также отсутствием вблизи забоя направляющих проводников для бадьи. В связи с этим число периодов тахограмм достигает 20,
причем движение без направляющих вблизи забоя (10-20 м) должно
проходить со скоростью не более 2 м/с для грузов и 1 м/с для людей.
6.5.2. Приведенная масса подъемной установки
Одни части подъемной системы движутся поступательно,
другие – вращаются. К первым относятся полезный груз, сосуды,
канаты (с достаточной степенью точности вращение витков канатов
можно заменить поступательным перемещением); ко вторым – орга40
ны навивки, зубчатые колеса редуктора, ротор двигателя, отклоняющие и направляющие шкивы.
Приведенная масса – масса материальной точки, расположенной на окружности органа навивки, которая обладает кинетической энергией всех движущихся частей подъемной установки.
Кинетическая энергия системы, состоящей из поступательно
движущихся и вращающихся частей,
T=
Mv 2
m v2
J ω2
=Σ i i +Σ i i ,
2
2
2
(25)
где mi, vi – соответственно масса, кг, и линейная скорость, м/с, поступательно движущихся частей; Ji, ωi – соответственно момент
инерции, кг⋅м2, и угловая скорость, рад/с, вращающихся частей.
Для поступательно движущихся частей первое слагаемое в
выражении (25)
Σ
mi vi2 Qv 2 2Q ′v 2 npLv 2 n x p x H ′v 2
,
=
+
+
+
2
2
2
2
2
(26)
где L и H' – полная длина соответственно головного и хвостового
каната, м.
При системе с противовесом массой G второе слагаемое в
выражении (26) должно быть представлено так: [(Q' + G)v2]/2.
Кинетическая энергия вращающихся частей в джоулях
2
2
J i ωi2
J б ω б2 J ред ω ред J рот ω2рот
J шк ω шк
,
Σ
= nшк
+
+
+
2
2
2
2
2
(27)
где nшк – число шкивов; Jшк, Jб, Jрот – момент инерции соответственно направляющих шкивов, органов навивки и ротора двигателя относительно собственных осей, кг⋅м2; Jред – момент инерции редуктора относительно оси вала органа навивки, кг⋅м2; ωшк, ωб, ωрот – угловая скорость соответственно шкивов, органов навивки и ротора двигателя, рад/с; ωред – угловая скорость выходного вала редуктора,
рад/с, ωрот = ωб.
Произведя замену угловых скоростей на линейную скорость
движения подъемного сосуда, получим
41
ωшк =
v
v
v
; ωб = ; ωрот = iред ,
Rшк
Rб
Rб
(28)
где iред – передаточное число редуктора.
Из сопоставления выражений (25), (26) и (27) следует, что
приведенная масса всей системы в килограммах:
для двухсосудного подъема
M = Q + 2Q' + npL + nxpxH ′ + nшк Jшк
+
2
Rшк
Jб
Rб2
+
J ред
Rб2
+ nдв
J рот 2
iред ;
Rб2
для системы сосуд с противовесом
M = Q + Q' + G + npL + nxpxH ′ + nшк
J рот 2
J шк J б J ред
,
+ 2 + 2 + nдв 2 iред
2
Rшк Rб
Rб
Rб
где nдв – число подъемных двигателей.
Поскольку в литературе до сих пор используется система
МКГСС, где есть понятие махового момента GD2, возникает необходимость определять через него момент инерции по состоянию
Ji = (GD2)i /4,
где G – масса, кг; D – диаметр, м.
Численное значение силы тяжести (веса) в МКГСС совпадает
с численным значением массы в СИ: mD2 = GD2.
В справочниках по подъемным машинам встречаются понятия приведенной массы и приведенного веса вращающихся частей к
диаметру органа навивки Gi.
Ориентировочно приведенную массу можно определить через коэффициент массивности μ. Более подробные сведения содержатся в литературе [15].
С достаточной степенью точности приведенную массу действующей подъемной установки можно определить при натурных
испытаниях. Метод основан на измерении значений следующих величин: массы полезного груза Q, максимальной скорости подъема
vmax и времени свободного выбега системы t3 вблизи точки встречи
подъемных сосудов в стволе. Замедление свободного выбега
a3 = vmax / t3.
42
Из уравнения движения, полагая в момент встречи сосудов,
когда х = Н /2 движущее усилие равным нулю, получают выражение
kgQ – Ma3 = 0,
из которого определяют приведенную массу
M = kgQ / a3.
6.5.3. Расчет тахограмм
К кинематическому режиму предъявляются следующие основные требования: обеспечение проектной производительности по
всем операциям в заданный период времени; соблюдение требований техники безопасности в отношении допустимых значений кинематических параметров; обеспечение экономичного рабочего режима при наименьшей мощности двигателя.
Для обеспечения наивыгоднейшего режима при наименьшей
возможной скорости vmax выбирают наибольшее возможное по перегрузочной способности двигателя ускорение a1; замедление a3 принимают из условия свободного выбега системы при отключенном
двигателе.
По допустимой перегрузочной способности двигателя γдв ускорение в период пуска
а1 ≤ ( γ дв Fном.ор − Fст.max ) / М ,
где γдв = 1,6-2,0 в зависимости от типа подъемного двигателя, верхний предел – для постоянного тока; Fном.ор – номинальное ориентировочное усилие двигателя, Н, по приближенной формуле
Fном.ор = 1000Nopηред / vmax;
Fст.max – максимальное статическое сопротивление в период пуска
(принимается по диаграмме Fст); М – приведенная масса движущихся частей, кг.
Замедление, обеспечивающее режим свободного выбега
а3 = Fст3 / М,
где Fст3 – статическое сопротивление в третий период, принимается
по диаграмме статических сопротивлений.
43
Ограничения на кинематические параметры приведены в табл.4.
Рассмотрим расчет пятипериодной тахограммы для вертикального подъема со скипами с донной разгрузкой. При этом внесем
некоторые полезные для расчетной практики условности в оформление
тахограммы. Так, например, под тахограммой рекомендуется предусмотреть три строки для постановки значений t, a и h, что дает при
расчете наглядное представление об исходных величинах (обведены
кружками) и величинах, требующих определения (рис.19, а).
Таблица 4
Кинематические параметры тахограмм для вертикальных подъемных
установок
Параметр
Численное значение
Скорость, м/с:
выхода из разгрузочных кривых
0,5
входа в разгрузочные кривые
0,5
Максимальная скорость:
для грузов
Обосновывается проектом
для людей
Не более 12 м/с
Ускорение, м/с2:
для грузов
Обосновывается проектом
для людей
0,5-0,75
Замедление, м/с2:
для грузов
Обосновывается проектом
для людей
0,75
Продолжительность периода замедления
при ручном управлении, с
3-5
Продолжительность равномерного хода, %
Не менее 50
Примечание
ПБ [11]
ВНТП1-92
ПТЭ [12]
Нормы для кинематических параметров наклонного подъема
приведены в ПТЭ [12].
При проектных расчетах пятипериодных тахограмм известны Н, ао, vmax, v3 и ho. Дополнительно задают следующие кинематические параметры: а1 – по условиям перегрузочной способности
двигателя и а3 – из условий свободного выбега (если он возможен).
44
а
v
vmax
Остальные параметры определяют расчетом по
следующим формулам.
Продолжительность
начального ускорения, с,
0
to = 2ho / ao .
Скорость
выхода
порожнего сосуда из разгрузочных кривых, м/с,
v1 = aoto.
Продолжительность
ускорения на нормальном
участке, с,
t1 = (vmax – v1)/ a1.
Путь ускорения на
нормальном участке, м,
h1 = (vmax + v1) t1 /2.
Продолжительность
конечного замедления, с,
t4 = 2h4 / v3.
Конечное замедление, м/с2,
a4 = v3 / t4.
Продолжительность
большого замедления, с,
t3 = (vmax – v3)/ a3.
Путь большого замедления, м,
h3 = (vmax + v3)t3 /2.
Путь равномерного
хода, м,
h2 = H – (ho + h1 + h3 + h4).
б
Fcт
Fдв
в
0
v3
v1
t2
t0
а0
t1
а1
–
t3
а3
t4
а4
h0
h1
h2
h3
h4
F0'
F1'
F"0
F"1
F2'
F"2
F3'
Fст
t
F4'
F4"
F"3
–F3'
Nc
Nдв
Nб
Θ
–
–
t
–F"3
Nc
Nдв Nб
г
0
t
Nc
Nпр
Nдв
Nб
Nc Nпр
Nдв
0
t0
t1
t2
Nб
t3
t4
Θ
t
Рис.19. Диаграммы для скипов с донной
разгрузкой: а – скорости; б – статических
сопротивлений и движущих усилий;
в – мгновенных мощностей при асинхронном
приводе; г – то же при приводе
постоянного тока;
Nб – на валу барабана; Nдв – на валу двигателя;
Nс – потребляемая из сети; Nпр – потребляемая
от преобразователя;
– потери в редукторе;
– потери в двигателе;
– потери
в реостатах или преобразователе
45
Продолжительность равномерного хода, с,
t2 = h2 / vmax.
Критерием правильности расчета, удовлетворяющим исходным для проектирования данным шахтной подъемной установки,
служит суммарное время движения по расчетной тахограмме в секундах
n
∑ ti ≤ t ,
i =0
где t – чистое время подъема (см. раздел 2.2).
Если это условие не соблюдено, то следует внести изменения
в проведенные расчеты: ужесточить расчетные кинематические параметры, в первую очередь ускорение и замедление; увеличить максимальную скорость подъема; повысить грузоподъемность подъемного сосуда.
Серьезные переделки в расчет вносят второе и особенно
третье из перечисленных изменений, что свидетельствует о крупных
просчетах в принятых ранее решениях.
При расчете тахограмм могут быть заданы и другие кинематические параметры, например, чистое время подъема t, что общепринято при проведении теоретических исследований кинематики
шахтного подъема.
Рассмотрим особенности расчета семипериодной тахограммы.
При существующей аппаратуре автоматизации управления, например,
при аппарате задания и контроля (АЗК) изменение скорости, определяемое изменением радиуса программного диска, отрабатывается с
достаточной точностью. Поэтому при необходимости достижения
скорости дотягивания 0,5 м/с при использовании современных приводов постоянного тока (например, система ТП-Д), допускающих появление малой ошибки лишь в период изменения скорости движения,
оказывается достаточным увеличить путь дотягивания сверх высоты
hо на величину, при прохождении которой ошибка компенсируется
(hкомп = 0,5 м), что по времени составит 1,2 с.
Для приводов переменного тока с асинхронным двигателем,
имеющим более низкое качество регулирования, величина hкомп
должна быть принята равной 1-1,5 м, что по времени составит 2-3 с.
46
В этом случае величина пути дотягивания может быть вычислена по выражению
hдот = ho – h4′′ + hкомп,
где h4′′ – путь стопорения, равный 0,2-0,3 м; ho – высота разгрузочных кривых.
6.6. Динамика шахтного подъема
6.6.1. Диаграмма движущих усилий при подъеме груза
Рассмотрим построение диаграмм движущих усилий при
подъеме груза в скипах с донной разгрузкой. Для этих сосудов принята пятипериодная тахограмма. Полагаем систему статически неуравновешенной (например, с легкими хвостовыми канатами). Для
нее характерно падение статических сопротивлений на всем протяжении подъема (рис.19, а).
При построении диаграммы движущих усилий на фоне графика статических сопротивлений Fст (пунктирная линия) будем обозначать усилия индексом соответствующего периода времени: со
штрихом – для начала этого периода и с двумя штрихами – для конца.
Движущее усилие:
в начале подъема (x = 0)
′ + Ма0 = g[kQ – (nxpx – np)H] + Ma0;
F0′ = Fст0
в конце периода начального ускорения (x = h0)
F0′′ = Fст′′ 0 + Ma0 = g[kQ – (nxpx – np)(H – 2h0)] + Ma0;
в начале основного ускорения (x = h0)
′′ + Ма1 = g[kQ – (nxpx – np)(H – 2h0)] + Ma1;
F1′ = Fст0
в конце основного ускорения (x = h0 + h1)
′ + Ма1 = g{kQ – (nxpx – np)[H – 2(h0 + h1)]} + Ma1;
F1′′= Fст2
в начале равномерного хода (x = h0 + h1)
F2′ = Fст′ 2 = g{kQ – (nxpx – np)[H – 2(h0 + h1)]};
47
в конце равномерного хода (x = h0 + h1 + h2)
F2′′ = Fст′′ 2 = g{kQ – (nxpx – np)[H – 2(h0 + h1 + h2)]};
в начале основного замедления (x = h0 + h1 + h2)
F3′ = Fст′′ 2 – Ма3 = g{kQ – (nxpx – np)[H – 2(h0 + h1 + h2)]} – Ma3;
в конце основного замедления (x = h0 + h1 + h2 + h3)
′ – Ма3 = g{kQ – (nxpx – np)[H – 2(h0 + h1 + h2 + h3)]} – Ma3.
F3′′ = Fст3
В период t3 возможны три режима управления подъемным
двигателем: подгон (двигательный режим с положительными движущими усилиями); свободный выбег (F = 0); тормозной режим
с отрицательными движущими усилиями (F><0).
Движущие усилия:
в период конечного замедления (x = ho + h1 + h2 + h3)
′ – Ma4 = g{kQ – (nxpx – np)[H – 2(h0 + h1 + h2 + h3)]} – Ma4;
F4′ = Fст3
в конце подъема (x = Н = ho + h1 + h2 + h3 + h4)
F4′′ = Fст′′ 4 – Ма4 = g[0,75Q + (nxpx – np)H] – Ma4.
При построении расчетных диаграмм движущих усилий в зависимости от характера расчетных режимов управления (подгон,
свободный выбег, торможение) приходится вносить коррективы в
ранее рассчитанные диаграммы скорости и статических сопротивлений. В частности, при свободном выбеге в период основного замедления и при нисходящем характере статических сопротивлений тахограмма будет иметь вогнутую боковую сторону, при восходящем
(система ТХК) – выпуклую.
В периоды понижения скорости t3 и t4 асинхронный двигатель не может при низких скоростях создавать движущие усилия,
меньшие 1/3Fном. При расчетах необходимо следить за тем, чтобы в
указанные периоды движущие усилия не были меньшими 1/3Fном
(двигательный режим), равнялись нулю (свободный выбег) или были отрицательными (тормозной режим).
48
Если это сделать невозможно, используют совместное действие двигателя и механического тормоза, искусственно увеличивающего статические сопротивления до значений, при которых двигатель развивает усилия не менее 1/3Fном. При этом дополнительное
тормозное усилие Fторм = 1/3Fном – F4. Комбинированное управление,
кроме сложности его реализации, неэкономично.
6.6.2. Диаграмма движущих усилий при спуске груза
k'gQ
Fст 0 Fдв
Прямая АВ (рис.20) характеризует отрицательные статические сопротивления, имеющие физический смысл движущих усилий, под действием которых система стремится двигаться ускоренно, с естественным ускорением
а0 = Fст / М.
Если начальное ускорение задано так, что а1 = а0 = Fст 0 / М, то
ускоряющей силой в период t1 является само статическое сопротивление. Такой режим соответствует свободному разгону (прямая OD).
При а1 > а0 статические сопротивления недостаточны для сообщения
заданного ускорения и необходим подгон (двигательный режим) с
ускоряющей силой Ма1 = Fст 0 + F (прямая C'D'). При а1 < а0 (прямая
C''D'') будет иметь место тормозной режим (спуск при подтормаживании с усилием Fторм).
В период замедления движущее усилие (прямая P'B') должно быть тормозящим. Это достигается, например, применением
электродинамического торможения двигателем. В период равномерного хода (прямая ЕP) Fст
Н/2
Н/2
также наблюдаем тормоз- Fдв
h3
h1
ной режим, но при полной
D'
скорости движения. В этот
C'
D
период целесообразно ис0
x
пользовать генераторное
D''
C''
торможение двигателем при
A
E
B
P
его сверхсинхронной часP'
тоте вращения на 3-5 %
большей, чем при режиме
Рис.20. Диаграмма движущих усилий
подъема груза.
при спуске груза
49
Удалено: B'
6.7. Мощность подъемного двигателя
В продолжение одного цикла подъема мощность на валу органа навивки изменяется в широких пределах и зависит от скорости
движения и движущих усилий. Мощность двигателей, работающих
при переменных нагрузках и частоте вращения, определяют по допустимому нагреванию их обмоток за длительное время работы.
Нормальным расчетным моментом подъемного двигателя
является момент эквивалентного нагревания, называемый также эффективным моментом Мэф. Для постоянного радиуса навивки он
может быть заменен эффективным усилием Fэф на окружности органа навивки.
Эффективное усилие – постоянное усилие, действующее при
максимальной скорости подъема и вызывающее такой же нагрев
двигателя, что и действительное переменное усилие, действующее в
разные периоды полного цикла подъема.
Расчетная эффективная мощность подъемного двигателя в
киловаттах
Nэф = (Fэфvmax)1000ηред,
(29)
t
∫ F dt
2
i
где
Fэф =
i
0
Т эф
;
(30)
Fi 2 – квадрат движущих усилий на окружности органа навивки; dti –
продолжительность их действия; Тэф – эффективное время, учитывающее условия охлаждения и нагревания двигателя при различной
частоте вращения ротора.
t
Для вычисления ∫ Fi 2 dti его разбивают на отдельные слагае0
мые, отвечающие различным законам изменения движущего усилия.
Интервалам времени ti, на протяжении которых движущие усилия
Fi = const, соответствует выражение
t
2
2
∫ Fi dt = ΣFi ti ,
0
50
(31)
а при линейном изменении движущих усилий в функции времени
t
2
∫ Fi dt i =
0
( Fi′) 2 + Fi′Fi′′+ ( Fi′′) 2
ti ,
3
(32)
где Fi′ и Fi′′ – соответственно начальное и конечное движущее усилие в данном интервале.
Для промежутков времени, на протяжении которых движущие усилия не являются линейными функциями времени, принимают приближенное значение интеграла
t
2
∫ Fi dti =
0
( Fi′) 2 + ( Fi′′ ) 2
ti .
2
(33)
В период свободного выбега или механического торможения
с отключенным от сети электродвигателем значения интегралов
принимают равным нулю. Более сложные случаи управления (например, электродинамическое или комбинированное) рассмотрены в
работе [16].
Полный интеграл для пятипериодной тахограммы и движущих усилий (см. рис.19)
t
2
2
2 t0
2
2 t1
∫ Fi dt i = [( F0′ ) + ( F0′′) ] 2 + [( F1′) + ( F1′′) ] 2 +
0
t
t
t
+ [( F2′ ) 2 + F2′ F2′′ + ( F2′′) 2 ] 32 + [( F3′ ) 2 + ( F3′′) 2 ] 23 + [( F4′ ) 2 + ( F4′′) 2 ] 24 .
При вычислении Тэф следует различать два типа двигателей:
быстроходный с самовентиляцией; тихоходный с принудительным
охлаждением.
Для быстроходных двигателей с самовентиляцией, учитывая
снижение эффективности его охлаждения в период неполной частоты
вращения и в паузу (за исключением периода t2), обычно принимают
Тэф = а(t0 + t1 + t3 + t4) + t2 + bΘ,
где а = 0,5-0,75 и b = 0,25-0,33 в зависимости от рекомендаций завода-изготовителя двигателей.
51
Для тихоходных двигателей с принудительной вентиляцией
Тэф = t + bΘ,
где t – полное время движения; b = 0,333-1,0.
Чаще принимают Тэф = Тц (где Тц – время цикла, с).
В связи с возможным падением напряжения в электрической
сети мощность двигателя Nдв принимают на 10 % больше эффективной.
Выбранный по каталогу двигатель должен быть проверен на
перегрузку:
1) по максимальному движущему усилию в период пуска (по
диаграмме движущих усилий);
2) по экстренному усилию, необходимому для перестановки
барабанов при смене горизонтов, замене канатов или подъемных
сосудов,
Fэ′ = μ(Q ′ + pH ) g ,
где μ – коэффициент, учитывающий шахтные сопротивления одной
ветви канатов, μ = 1,1;
3) по экстренному усилию, необходимому для подъема груженой клети над кулаками, когда нижняя клеть стоит на посадочных
брусьях,
Fэ′′ = μ(Q + Q' – pH)g.
Коэффициент перегрузки двигателя проверяют по наибольшему и из трех этих усилий:
γ = Fmax / Fном < γдв;
γ = Fэmax / Fном < γдв,
где γдв – коэффициент перегрузки по каталогу двигателей; Fном – номинальное усилие двигателя, определяемое по формуле Fном =
= 1000Nномηред / vmax; Nном – номинальная мощность двигателя, выбранного по каталогу, кВт.
Кроме того, при наличии режима электродинамического
торможения, что имеет место при отрицательных значениях движущих усилий F3, например в период t3, при котором опрокидывающий
момент двигателя снижается, рекомендуется проверять перегрузочную способность по условию
γэдт = F3 / 0,85Fном < γдв.
52
6.8. Диаграммы мгновенной мощности
В период подъема мгновенная мощность резко изменяется.
Обычно рассматривают три значения мгновенной мощности в киловаттах:
• на валу органа навивки
N iб = Fivi / 1000;
• на валу двигателя
N iдв = Fivi / 1000ηред;
• потребляемой из сети:
при асинхронном двигателе
N iacc = Fivmax / 1000ηредηдв;
при двигателе постоянного тока
N iмпт
= Fivi / (1000ηредηдвηпа) + ΔN,
c
где Fi и vi – мгновенные значения движущих усилий и скорости по
соответствующим диаграммам; при непосредственном соединении
вала двигателя с валом органа навивки N iб = N iдв ; vmax – максимальная скорость подъема, обуславливающая при асинхронном двигателе потребляемую из сети мощность независимо от фактической
частоты вращения; ηдв – КПД двигателя (по каталогу); ηпа – КПД
преобразовательного агрегата; ΔN – потери мощности на возбуждение подъемного двигателя, генератора и преодоление сопротивлений в преобразователе, вращающемся непрерывно (и в течение
паузы), обычно принимают равным 3-5 % от номинальной мощности двигателя.
Полагая для данной подъемной установки vmax, ηред и ηдв постоянными величинами, получим
N iac = cFi,
c
53
где с = vmax / 1000ηредηдв, или, другими словами, изменения мгновенной мощности, потребляемой из сети асинхронным двигателем, подобны изменениям движущего усилия.
Графики мгновенных мощностей представлены на рис.19, в, г.
Следовательно, пик мощности асинхронного двигателя при
тахограмме с криволинейным боком имеет максимум в момент пуска,
и ожидаемого эффекта сглаживания пика при этом не достигается.
Графики мгновенных мощностей для пятипериодной тахограммы (случай F > 0 в период t3) представлены на рис.19.
6.9. Расход энергии и КПД шахтной подъемной
установки
По диаграммам мгновенной мощности, потребляемой из сети, определяют расход энергии за цикл подъема, который выражается на графиках площадью диаграммы Nс. Например, в соответствии
с рис.19, в, расход энергии за цикл в киловатт-часах
W=
N c + N c4
N c + N c6 ⎤
k c ⎡ N c1 + N c2
t1 + 3
t2 + 5
t3 ⎥ ,
⎢
3600 ⎣
2
2
2
⎦
где kc – коэффициент, учитывающий расход энергии на маневры и
вспомогательные операции; kс = 1,03-1,05.
Аналогично определяется расход энергии для других случаев, однако при двигателях постоянного тока должен быть учтен расход энергии в течении паузы, так как преобразовательный агрегат
вращается непрерывно.
На диаграммах (см. рис.19) отдельные виды потерь энергии
выделяют штриховкой.
Полезный расход энергии, затрачиваемой на подъем полезного груза массой Q на высоту Н,
Wo = gQH / 3600⋅1000.
Коэффициент полезного действия эксплуатационных шахтных подъемных установок находится в пределах 0,5-0,7, для про54
ходческих – 0,2-0,5 (из-за наличия большого количества периодов с
пониженной скоростью движения).
КПД подъемной машины, отнесенный к ее валу и учитывающий потери энергии на преодоление шахтных сопротивлений,
равен 1 / k. Для клетей 1 / k = 0,83, для скипов 1 / k = 0,87.
Удельный расход энергии на подъем полезного груза в киловатт-часах на тонну
q=
gH
.
3600η уст
6.10. Условия безопасности скольжения
при шкивах трения
Фрикционный принцип передачи тягового усилия элементам
системы является специфической особенностью шахтных подъемных машин со шкивами трения, поэтому главным в расчете и конструировании этих машин является обеспечение условий, при которых
в различных возможных (а также ошибочных) режимах движения
исключается общее скольжение канатов по ведущему шкиву.
На основании детальных исследований и накопленного опыта установлено, что наиболее опасными с точки зрения скольжения
канатов являются следующие режимы аварийного торможения:
спуск груза при двухсосудном подъеме; спуск противовеса при системе «сосуд с противовесом».
Оба режима для скиповых подъемных установок являются не
технологичными, но должны быть рассчитаны, если в системе
управления не предусмотрены специальные блокировочные средства.
Введем понятие о коэффициенте безопасности скольжения σ.
Запишем наиболее общее выражение Л.Эйлера для соотношения
натяжений набегающей Sнаб и Sсб ветвей гибкого органа на дуге обхвата α с коэффициентом трения f, отвечающее предельному состоянию перед проскальзыванием [7]:
Sнаб/Sсб = е
± fα
,
55
где знак «+» соответствует подъему груза (Sнаб > Sсб) при возможном
проскальзывании против вращения шкива; знак «–» – спуску груза
(Sсб > Sнаб) при возможном проскальзывании по направлению вращения шкива.
Условие отсутствия скольжения запишется в виде двойного
неравенства:
е– f α <
S наб
< е f α.
S сб
(34)
После преобразования обеих частей неравенства (34) получим для случая подъема груза
Sнаб – Sсб < Sсб(е f α – 1),
откуда после превращения в равенство умножением левой части на
σп > 1 получим
σп =
S сб (e fα − 1)
>1.
S наб − S сб
(35)
Для случая спуска груза
Sнаб – Sсб > Sсб(е– f α – 1),
поскольку Sсб > Sнаб, меняя знаки на противоположные, найдем
Sсб – Sнаб < Sсб(1 – е– f α).
После превращения в равенство умножением левой части на σс > 1
получим
σс =
S сб (1 − e − fα )
>1.
S сб − S наб
(36)
Коэффициент безопасности скольжения σ характеризует запас сил трения по Эйлеру относительно действующей разности натяжений. Различают статический σст и динамический σд коэффициенты. Первый рассчитывается по статическим натяжениям, второй –
с учетом сил инерции. В соответствии с данными [1] принимается
σст ≥ 1,75; σд ≥ 1,25.
56
В тех случаях, когда условие безопасности не выполняется,
следует использовать следующие меры: уменьшить массу полезного
груза; увеличить массу подъемных сосудов; увеличить массу канатов; уменьшить массу противовеса; увеличить натяжение ветвей натяжным устройством (в настоящее время в практике нет).
Рассмотрим случай аварийного торможения при спуске груза. Заметим, что для клетевого подъема такая операция является
нормальной, а для скипового может квалифицироваться как ошибочная.
Расчетная схема составляется с учетом тяжести хвостовых
канатов и с указанием положения груженого опускающегося сосуда:
при ТХК – вблизи ВПП; при ЛХК – вблизи НПП; при РХК – в любом положении.
В качестве примера расчета натяжений канатов на органе навивки рассмотрим случай с ТХК (см. рис.3).
Натяжение опускающейся ветви
Sсб = S сто + moaз
или
Sсб = g[Q + Q' + nph' + nxpx(H + hx) – wQ] +
+ aз[Q + Q' + nph' + nxpx(H + hx)].
Натяжение поднимающейся ветви
(37)
Sнаб = S стп – mпaз
или
Sнаб = g[Q'np(h' + H) + nxpxhx + wQ] – aз[Q' +
+ np(h' + H) + nxpxhx],
(38)
где S ст п , S ст о и mo, mп – соответственно статические натяжения, Н,
и масса, кг, опускающейся и поднимающейся ветвей; аз – рекомендуемое замедление аварийного торможения при спуске груза,
аз = 1,5 м/с; w – коэффициент, учитывающий шахтные сопротивления одной ветви, для скипов и клетей w равно соответственно
0,075 и 0,1.
Подставляя выражения (37) и (38) в формулу (36), найдем
динамический коэффициент безопасности скольжения при спуске
груза σдc ≥ 1,25.
57
В отечественных многоканатных машинах со шкивами трения применяется футеровка канатоведущих шкивов из пластмассы
ПП-45, рецептура которой была разработана в СПГГИ совместно
с Охтинским химкомбинатом и НИИ полимеризации пластмасс
(ПО «Пластполимер»). Для этой пластмассы принимается расчетный
коэффициент трения, равный 0,25 при использовании канатов
с круглыми и фасонными прядями и 0,2 – при канатах закрытой конструкции [4]. В последнее время появилась футеровка из фенопласта
марки Ф7-050-049, ТУ6-05-231-250-83. Для этой пластмассы принимается расчетный коэффициент трения, равный 0,30 при пользовании канатов с круглыми и фасонными прядями и 0,25 – при канатах
закрытой конструкции.
6.11. Удельное давление канатов на футеровку
При расчете канатоведущих шкивов проверяется также
удельное давление канатов на футеровку qф, которое не должно превышать допускаемых для данного материала пределов qдоп.
Удельное давление представляет собой среднюю величину
от суммы статических натяжений обеих ветвей, отнесенную к проекции дуги обхвата на диаметральную плоскость шкива,
qф = ( S ст о + S ст п ) / ndD ≤ qдоп,
где n – число канатов; d – диаметр каната, м; D – диаметр канатоведущего шкива, м.
При использовании футеровочного материала марки ПП-45
и круглопрядных канатов qдоп = 2 МПа, при закрытых канатах qдоп =
= 2,5 МПа [2].
6.12. Преимущества и недостатки многоканатного подъема
со шкивами трения
Многоканатный подъем со шкивами трения успешно решает
проблему вертикального подъема полезных грузов массой до 70 т
с глубины 1600-2000 м и наклонного подъема грузов массой до 10 тыс.т.
58
МК-подъем со шкивами трения имеет следующие существенные преимущества:
• за счет фрикционной связи канатов с органом навивки, исключающей возникновение опасных нагрузок, и наличия нескольких канатов повышается степень безопасности установки;
• размеры органа навивки уменьшаются в n раз (где n –
число канатов);
• увеличивается степень быстроходности машины, что в ряде
случаев исключает редуктор или снижает его передаточное число
в n раз;
• габариты и масса подъемной машины уменьшаются в трипять раз;
• при размещении машины в башенном копре, что исключает
воздействие изменяющихся атмосферных условий на канаты, создаются более благоприятные условия эксплуатации канатов;
• отсутствие углов девиации и колебаний струн канатов увеличивает срок их службы в два-три раза;
• в связи с наличием нижних уравновешивающих канатов
и уменьшением маховых масс снижаются установленная мощность
и расход энергии;
• при размещении подъемных машин (до шести установок)
в башенных копрах сокращаются размеры промплощадки шахты.
Основные недостатки МК-подъема:
• невозможен контроль канатов путем испытаний их образцов;
• исключается обычная смазка канатов;
• усложняются контроль и навеска большого числа канатов;
• затрудняются монтаж и ремонт машины, расположенной
в башне большой высоты (70-100 м);
• для монтажа и обслуживания машины в башне требуется
спецкран грузоподъемностью 30-60 т с высотой подъема до 100 м;
• в башне необходим лифт для подъема обслуживающего
персонала.
Однако указанные недостатки не являются существенными,
поскольку в той или иной степени преодолимы различными освоенными в настоящее время техническими средствами и экономически
оправданы.
59
7. СИСТЕМА ПОДЪЕМА С ПРОТИВОВЕСnl
В шахтах, разрабатывающих одновременно несколько горизонтов и оборудованных подъемными машинами со шкивами трения, целесообразно применять однососудные подъемные установки
с противовесом. Это обусловлено тем, что при шкивах трения исключается операция перестановки сосудов на приемные площадки
других горизонтов. Для обеспечения высокой производительности в
этих случаях применяют несколько подъемных установок с противовесами, каждая из которых обслуживает один горизонт. При этом
обеспечивается достаточное резервирование подъема, что для шахт
большой производительности экономически оправдано.
Подъем по системе «сосуд с противовесом» применяют также на шахтах небольшой производительности, в основном как вспомогательный, и при малых высотах подъема.
Из двух ходов при подъеме с противовесом один является
рабочим (подъем груженого сосуда), другой – холостым (спуск порожнего сосуда и подъем противовеса).
7.1. Масса противовеса и уравнение статических
сопротивлений
Массу противовеса G выбирают из условия равенства статических сопротивлений как рабочего, так и холостого ходов. При
этом подъемный двигатель при соблюдении одинаковой кинематики
обоих ходов будет загружен равноценно.
Статические сопротивления:
при рабочем ходе (рис.21, а)
Fраб = Fст′ − Fст′′ = g[Q + Q′ + np(H + h′ – x) + nx px(hx + x)] +
+ w′ – g[G + np(h' + x) + nx px(H + hx – x)] + w" =
= g[Q + Q′ – G + np(H – 2x) – nx px(H – 2x)] + w′ + w";
при холостом ходе (рис.21, б)
Fхол = Fст′ − Fст′′ = g[G + np(H + h′ – x) + nxpx(hx + x)] +
60
+ w" – g[Q ′ + np(h ′ + x) + nxpx(H + hx – x)] + w ′ =
= g[G – Q ′ + np(H – 2x) – nxpx(H – 2x)] + w′ + w".
Приравняв Fраб и Fхол, получим Q + Q ′ – G = G – Q ′, откуда
масса противовеса G = Q ′ + Q /2.
Вводя массу противовеса G в любое из выражений (Fраб или
Fхол) получим уравнение статических сопротивлений при системе
сосуд с противовесом
Fст = g[0,5k ′Q – (nxpx – np)(H – 2x)],
hх
hх
x
x
Н
Н
x
x
h'
h'
где k ′ = 1 + 2w / gQ; w = w ′ + w".
Уравнение статических сопротивлений для системы подъема с
противовесом отличается от аналогичного выражения для двухсосудного подъема (см. уравнение (20)) в основном наличием коэффициента
0,5, а также численным значением коэффициента k ′, учитывающего
шахтные сопротивления. Его значения приведены в разделе 2.4.
Системы с протиа
б
вовесом, предназначенные для подъема и спуска
"
Fст
Fст'
"
Fст
Fст'
людей и грузов по наВПП
клонным и вертикальQ'
ным выработкам, в соG
ответствии с требоваn; p
ниями ПБ [4], должны
n; p
удовлетворять следующим условиям:
nx; px
• при надзоре и
Q" + Q'
nx; px
испытаниях к обоим канаG
там предъявляются одинаковые требования;
НПП
• масса противовеса установок, предназначенных исключительно для подъема людей,
Рис.21. Расчетные схемы для определения
должна быть равна сумме
статических сопротивлений при системе подъема
«сосуд с противовесом»
массы сосуда и половины
61
а
Fст
ХХ
0,5k′gQ g∆pН
РХ
0,4gQ
0
х
Н/2
h0
Н/2
Н
Н
РХ
ХХ
б
vmax
vmax
v
0
t1
t3
t4
t7
t8
t4 t5 Θ t6 t7
t8
Θ
t5
t10
Θ
t
t10
Θ
t
t6
в
Fэф
F
t1
t2
t3
t9
Тц
Рис.22. Диаграмма рабочего и холостого ходов для системы «сосуд с противовесом»
а – статических сопротивлений; б – скорости; в – движущих усилий на фоне статических
сопротивлений
62
массы максимального числа людей, помещающихся в сосуде; масса
противовеса грузолюдских установок – сумме массы клетки и половины массы максимального расчетного груза, который поднимается
в клети. При транспортировании людей на грузолюдских подъемных
установках допускается в отдельных случаях уменьшение массы
противовеса до значения, равного массе клети с порожними вагонетками.
7.2. Особенности статики, кинематики и динамики
подъема с противовесом
В связи с наличием в системе подъема с противовесом рабочего и холостого ходов полный цикл состоит из двух полуциклов.
Это приводит к необходимости рассчитывать статические сопротивления, кинематические параметры и динамические усилия такого
подъема по отдельным полуциклам, так как в зависимости от типа и
конструкции подъемного сосуда может нарушаться идентичность
обоих ходов по упомянутым факторам и параметрам. В частности,
при скипе с донной разгрузкой рабочий ход содержит операцию
частичной разгрузки сосуда (0,4gQ) в конце подъема на участке ho
(рис.22, а). Холостой ход (спуск порожнего сосуда) отличается от
рабочего тем, что частичная разгрузка отсутствует.
В силу указанных особенностей статики и кинематики системы подъема с противовесом диаграммы движущих усилий в обоих
полуциклах (рис.22, в) различны. Это необходимо учитывать при
определении эффективного усилия двигателя и рассчитывать его по
диаграмме движущих усилий за полный цикл подъема.
8. УПРАВЛЕНИЕ ШАХТНЫМ ПОДЪЕМОМ
Для надежной и безопасной работы подъемной машины предусматриваются устройства защиты, блокировки, ограничители скорости, регуляторы расхода, устройства контроля проскальзывания
канатов и путевые выключатели.
Устройства для контроля скольжения канатов отключают
двигатель и включают предохранительный тормоз [12].
63
8.1. Путевые программные аппараты
Путевые программные аппараты выполняют следующие
функции:
1. Выдают импульсы в отдельных точках пути движения сосудов для осуществления необходимых переключений в схеме
управления шахтной подъемной машины.
2. Выдают сигналы сельсинному указателю глубины в зависимости от положения сосудов.
3. Задают программу движения машины при автоматическом
управлении.
4. Осуществляют контроль фактической скорости в период
разгона и установившейся скорости.
5. Осуществляют контроль целостности кинематической цепи передающее вращение от привода к валу шахтной подъемной
машины.
В настоящее время практически все подъемные машины
комплектуются аппаратами задания и контроля хода АЗК.
8.2. Аппарат АЗК
Конструктивной особенностью аппарата АЗК является симметричная схема приводного редуктора с независимой синхронизацией одной части относительно другой, что позволяет обеспечить
пригодность аппарата для различных типов подъемных машин.
Аппарат АЗК состоит из следующих узлов:
• шкаф ШПА-1, содержащий привод аппарата, блок сельсинов-датчиков, блок этажных выключателей, корректирующее устройство;
• два блока БПМ и БПП разъездов на максимальной и пониженной скоростях, содержащие редукторы, электромагнитные муфты и программные устройства;
• два реле контроля вращения РКВ;
• электрического ограничителя скорости ЭОС.
Шкаф с приводом ШПА и блок программирования БПМ и БПП
монтируют на общей фундаментальной плите.
64
Кинематическая схема аппарата АЗК приведена на рис.23.
На рис.23 видно, что шестерни z1, z2, z3, z4, z5, z6 подбираются в зависимости от высоты подъема.
Проверку правильности выбора числа оборотов при однослойной навивке каната производят следующим образом:
• определяют число оборотов тихоходного вала за подъем
при однослойной навивке
n = H /πDб,
где Н – высота подъема, м; Dб – диаметр органа навивки, м.
• шестерни z3 и z4 приводного редуктора выбирают из условия получения числа оборотов за подъем входного вала не более 60
путем подбора из пар, приведенных ниже:
z3
z4
28
110
36
102
46
92
57
81
69
69
81
57
92
46
102
36
110
28
В шкафу ШПА расположен двигатель корректора ДК, предназначенный для согласования всех выключателей и профилей с положением сосудов в стволе после остановки их в верхнем положении. Если имело место проскальзывание каната (в малых пределах),
связанное с «переползанием» каната, то замыкается контрольный
выключатель, вызывающий включения двигателя корректора, который через дифференциал поворачивает валы АЗК до тех пор, пока
они не вернутся в положение, соответствующее истинному нахождению подъемного сосуда на верхней приемной площадке. После
этого корректор отключается.
Устранение перерегулирования, связанного с выбегом отключенного двигателя, производится наложением тормоза с электромагнитным приводом ЭМТ, который растормаживает систему
вместе с командой на запуск.
Блок сельсинов-датчиков включает в себя два сельсина БД-501
и два тахогенератора ТГ-2с.
Сельсин-датчик СДугс получает до 98,5 оборотов за подъем
и предназначен для выдачи сигналов на сельсин-приемник указателя
глубины УГС-4 на пульте оператора.
65
66
Вал сельсина-датчика СДэос электрического ограничителя скорости
за путь замедления подъемной машины должен повернуться на угол
60-70о. Настройка этого узла производится подбором пары шестерен
z5 и z6.
Ориентировочное число оборотов вала сельсина-датчика за
подъем определяется по формуле
′′ = 0,2Н / hз,
n вых
где hз – путь основного замедления, м.
Стандартно используемые пары шестерен z5 и z6 приведены
ниже:
z5
z6
36
188
44
180
58
166
74
150
92
132
112
112
132
92
150
74
166
58
180
44
188
36
Тахогенератор ТГ, установленный в аппарате АЗК, используется в системе контроля вращения для оценки целостности кинематической цепи от вала подъемной машины к блокам тахогенераторов и сельсинов АЗК. К реле РКВ подводится напряжение от двух
тахогенераторов, один из которых получает вращение непосредственно от вала подъемной машины, а второй входит в комплект АЗК.
При исчезновении напряжения одного из них, что свидетельствует
о неисправности в кинематической цепи, в цепь защиты подъемной
установки выдается аварийный сигнал.
Блок этажных выключателей служит для выдачи импульсов
в зависимости от реального положения сосудов в стволе. Блок содержит 40 этажных выключателей, по 20 в каждом блоке, из которых 10 срабатывает при правом вращении и 10 – при левом. Каждый
этажный выключатель имеет один замыкающий и один размыкающий контакты.
Контакты располагаются на двух вертикальных валах, совершающих за один подъем различное число оборотов. На валах
закреплены комплекты, состоящие из толкателей 1 и шарнирных
рычагов 2 (рис.24). Поскольку валы вращаются с различными скоростями, то указанное на рис.24 положение рычаги занимают один раз
за подъем. При этом толкатель нажимает на шарнирный рычаг,
смещая его, что приводит к переключению контактной группы 3.
67
1
2
3
Рис.24. Установка этажных выключателей аппарата АЗК
1 – переключающие контакты; 2 – шарнирный рычаг; 3 – толкатель
Блок программирования БПМ осуществляет регулирование
разгона и замедления подъемной машины в максимальной скорости,
а блок БПП выполняет на пониженной скорости. Эти блоки имеют
одинаковые конструкции. Разница в том, что за счет сменных шестерен редуктор блока БПМ обеспечивает вращение профильных
программных дисков от 0,89 до 21,1 оборота за подъем, а редуктор
блока БПП – от 1,85 до 42,5 оборота за подъем. Пары шестерен блоков БПП и БПМ имеют параметры, показанные ниже:
z1
z2
32
156
40
148
48
140
58
130
70
118
82
106
94
84
106
82
118
70
130
58
140
48
148
40
156
32
Программные устройства блоков БПМ и БПП состоят каждый из двух программных дисков, расположенных на одном валу,
двух командоаппаратов СКАА-111, четырех концевых микропереключателей и зубчатой электромагнитной муфты.
Один профильный диск обеспечивает задание ускоренного
движения в начале подъема и замедления, в конце при движении
вверх, а другой – для тех же целей при движении вниз.
Программные диски аппарата АЗК включаются только на
период разгона и замедления. Для вращения от редуктора блока его
вал соединяется с валом диска с помощью электромагнитной муфты
посредством прижимных пружин. При подаче напряжения на об68
мотку муфты отжимаются пружины,
происходит расцепление с редуктором
210
и затормаживание
259
Замедление
профилированных Ø40
дисков. Импульсы
160°
30°
на срабатывание
20°
муфты подаются от
Нерабочая
путевых выключачасть
Разгон
телей, входящих в
профиля
Rmin = 115
состав шкафа ШПА,
либо от стволовых
Rmax = 225
выключателей.
При вращеРис.25. Расчетная схема профилей программных дисков
нии программный
диск отклоняет приводные рычаги командоаппарата, осуществляя выдачу командного сигнала, обеспечивающего заданную скорость
электропривода в соответствии с выбранной тахограммой.
Таким образом, угол поворота диска пропорционален пройденному пути, а мгновенный радиус – скорости в данной точке ствола. В этом случае можно считать, что система управления имеет обратную связь по пройденному пути. Необходимые данные для расчета программного диска приведены на рис.25. Замена пар шестерен
редуктора блока изменяет масштаб пути.
Для получения необходимого числа оборотов за подъем программных дисков необходим подбор сменных шестерен редуктора
блока из условия, что входной вал редуктора делает nф ≤ 60 оборотов за подъем. Тогда выходной вал должен сделать:
для блока БПМ
nвых = nф
30 32 z1
,
85 156 z2
для блока БПП
nвых = nф
55 z1
.
133 z 2
69
При подборе шестерен следует соблюдать условие
nвых.кор ≤ nнеобх,
причем
nнеобх = 0,89Н /(hp + hз),
где 0,89 – коэффициент использования профиля; hр, hз – пути разгона и замедления.
Располагается АЗК рядом с подъемной машиной и легко
поддается наладке.
9. ТОРМОЗНЫЕ УСТРОЙСТВА ШАХТНЫХ
ПОДЪЕМНЫХ МАШИН
Тормозное устройство должно обеспечивать: фиксацию подвижных элементов в требуемом положении во время пауз; остановку
подъемной машины на возможно коротком пути при нарушениях
нормального режима работы; регулирование скорости в рабочих режимах, если это не обеспечивается системой электропривода.
Первая и третья функции относятся к рабочему торможению,
вторая – к предохранительному (аварийному). В качестве тормозного устройства применяется механический тормоз фрикционного типа. Элементы такого тормоза подвержены износу, а поглощаемая
ими энергия превращается в тепло, что снижает КПД установки.
Время срабатывания предохранительного тормоза с учетом времени
холостого хода не должно превышать 0,8 с [13].
Дальнейшее совершенствование подъемных машин и их
электропривода, рост мощности, перевод машин на автоматическое
управление диктуют необходимость модернизации механического
тормоза и средств управления им.
Тормозное устройство состоит из исполнительного органа
и привода тормоза как источника тормозного усилия. Детальное
описание тормозных устройств и методов их расчетов приведено
в работах [8, 14]. Для рабочего и предохранительного торможения
у шахтных подъемных машин предусмотрено общее тормозное устройство, но согласно требованиям ПБ [11] для каждого вида торможения должны иметься раздельные и независимые системы включения.
70
9.1. Требования к тормозным устройствам
Тормозной момент должен быть достаточным для быстрой
и безопасной остановки системы в любых возможных рабочих и аварийных режимах. Для соблюдения этих условий тормозному устройству необходимо создавать несколько расчетных тормозных моментов.
При расчете тормозных моментов необходимо соблюдать
требования ПБ [11] и ПТЭ [12]:
1. Предохранительный (а при необходимости и рабочий) тормоз должен обеспечивать
Мт ≥ 3Мст,
где Мст – статический момент при подъеме или спуске расчетного
груза, при углах менее 30°
Мт ≥ (1,8-3)Мст.
Статический момент:
при тяжелом хвостовом канате (расчетный случай – груженый сосуд в верхнем положении)
Мст = g[Q + (nxpx – np)H]Rб;
при легком хвостовом канате (груженый сосуд в нижнем положении)
Мст = g[Q – (nxpx – np)H]Rб.
(39)
Формула (39) справедлива и при отсутствии хвостовых канатов (nxpx = 0), а также при равновесных канатах (nxpx = np).
При системе с противовесом вместо Q следует принять Q /2.
2. При перестановке холостого барабана тормозное устройство должно развивать на одном тормозном шкиве тормозной момент Мт ≥ 1,2Мст одной ветви каната, который создается массой
подъемного сосуда и отвеса каната [11];
М т′ ≥ 1,2γ М ст′ ,
где при раздельном для каждого барабана приводе γ = 1, при общем
′ = g(Q′ + pH)Rб.
приводе для двух барабанов γ = 2; М ст
71
3. При предохранительном торможении (α ≥ 30°) должно
быть обеспечено замедление не ниже 1,5 м/с2 при спуске расчетного
груза и не более 5 м/с2 при его подъеме. Для углов, меньших 30°,
нормативы приведены в ПТЭ [12].
В установках со шкивами трения замедление в этих случаях
не должно вызывать проскальзывания канатов на шкиве.
Необходимый тормозной момент определяется из уравнения
движения при выключенном двигателе
Мт ± Мст – Jε = 0,
где знак « + » соответствует подъему груза, знак « – » – спуску.
Подставляя выражения момента инерции J = mRб2 , приведенной массы m, углового замедления ε = а / Rб, получим
Мт = аmRб ± Мст,
где знак « – » соответствует подъему груза; знак « + » – спуску.
При спуске груза (а ≥ 1,5 м/с2) момент торможения должен
удовлетворять условию
М т′′ ≥ 1,5mRб + М ст′′ ,
′′ = g[(2 – k)Q ± (nxpx – np)H]Rб, знак « + » соответствует ТХК,
где М ст
знак « – » – БХК и ЛХК.
При подъеме (а ≤ 5 м/с2)
М т′′′ ≤ 5mRб – М ст′′′ ,
где М т′′′ = g[kQ ± (nxpx – np)H]Rб; знак « – » соответствует ТХК, знак
« + » – ЛХК и БХК.
В качестве расчетного тормозного момента принимают М т.р ,
удовлетворяющий условию
М ≤ М т.р < М т′′′,
где М – любой из тормозных моментов.
72
9.2. Конструкции тормозных устройств
Существуют два конструктивных типа тормозных устройств:
радиальные и дисковые. Наиболее современными являются дисковые устройства, у которых тормозные колодки воздействуют на
диск, прикрепленный непосредственно к органу навивки.
Тормозные устройства радиального типа серийно изготавливаемых машин рассмотрены в работах [4, 14]. На рис.26 изображен
исполнительный орган тормоза радиального типа с пружиннопневматическим приводом. Методы расчетов тормозных устройств
и вопросы совершенствования их работ рассмотрены в работе [14].
Дисковые тормозные устройства с общим приводом и многоэлементные устройства описаны в работе [14]. Вне зависимости от
кинематической схемы дисковые тормоза имеют следующие преимущества перед радиальными:
• силы прижатия тормозных колодок к диску взаимно уравновешиваются и не нагружают орган навивки радиальными усилиями;
• при равных тормозных моментах дисковый тормоз легче и
компактнее, меньше его инерционность, выше быстродействие,
больше точность управления;
l
α
Dтш
l0
Рис.26. Исполнительный орган тормоза
73
1
2
3
2
1
4
5
Рис.27. Схема рабочих элементов
исполнительных органов дисковых
тормозных устройств
1 – поршень; 2 – тормозные колодки;
3 – диск; 4 – тарельчатые пружины;
5 – трубопровод
• плоская поверхность
тормозной колодки менее
подвержена тепловой деформации, тормозное поле имеет
благоприятные условия для
охлаждения в результате как
конвекции, так и излучения;
• тепловое расширение
диска практически не влияет
на эффект торможения;
• изготовление плоского диска технологически про-
ще, а его ремонт легко выполним.
Наиболее полно эти преимущества проявляются у многоэлементных дисковых тормозных устройств, исполнительный орган и
привод которых обычно представляются общим узлом (рис.27).
9.3. Расчет параметров тормозных приводов [13]
По требуемому тормозному моменту необходимо найти расчетное усилие Qт в тормозной тяге или расчетную массу тормозного
груза Gт. Эти величины определяются в соответствии с выражениями
Qт = Мт / γ if ηRт;
Gт = Мт / g γ if ηRт,
где γ – число тормозных приводов; Rт – радиус тормозного обода, м;
f – коэффициент трения тормозных колодок об обод, принимается
для отечественной пресс-массы равным 0,3; η – КПД рычажной системы тормоза, КПД = 0,95; i – передаточное число рычажного механизма тормоза.
Передаточное число рычажного механизма для пружинного
(безгрузового) и пружинно-грузового приводов (рис.28) рассчитывается, исходя из размеров по чертежам завода-изготовителя, по
формуле
i = 2cl / dl0.
74
c
Для многоканат- а
ных подъемных машин
d
тормозные устройства
Rт
должны обеспечивать в
любом режиме работы
l
(подъем, спуск расчетного груза, перегон поl0
рожних сосудов) замедления при предохранительном и рабочем торc
можении таких величин, б
d
при которых коэффициRт
ент безопасности против
скольжения канатов по
l
футеровке шкива будет
не менее 1,25.
l0
Полученные данные позволяют получить
необходимое количество
Рис.28. Кинематические схемы
наборных плит тормозисполнительных органов тормозов
ного груза n или для безподъемных машин с грузом (а)
грузовых приводов тори без груза (б)
моза – расчетную величину затяжки пружинного блока F,
dр
dр
dпр
n = (Gт – Gп) / G;
F = (Qт – gGп) / z,
где Gп – масса подвижных частей привода тормоза, участвующих
в торможении, кг; G – масса одной наборной плиты тормозного груза, кг; z – жесткость пружинного блока, Н/мм.
Необходимое давление воздуха в цилиндре рабочего торможения для полного оттормаживания машины по затяжке пружинного блока, для приведенных кинематических схем
Ро =
4[ gG p + z ( F + H ï )]
πd p2 η p
,
75
где Нп – величина хода поршня цилиндра рабочего торможения, мм;
ηр – КПД цилиндра рабочего торможения, ηр = 0,9 – для машин с
пружинными тормозами, ηр = 0,7 – для машин с грузопневматическими приводами; dр – диаметр поршня цилиндра рабочего торможения, м.
Необходимое давление воздуха в цилиндрах предохранительного торможения по массе тормозного груза на одном приводе
Рп =
4 g (Gï − Gï )
,
π(d ï2 − d ø2 )ηï
где Gп – суммарная масcа тормозного груза, кг; dп – диаметр поршня
цилиндра предохранительного торможения, м; dш – диаметр штока
цилиндра предохранительного торможения, м; ηп = 0,9 – КПД цилиндра предохранительного торможения.
По фактической массе тормозного груза или затяжке пружинного блока определяют расчетные тормозные моменты, после
чего при необходимости вносят корректировки.
9.4. Регулятор давления и электропневматические
клапаны
Регулятор давления РД служит для управления тормозными
приводами подъемных машин в период рабочего торможения.
Принцип действия РД может быть рассмотрен на примере унифицированного регулятора РДУ-1 (рис.29), описанного в работе [13]. Основной частью РД служит золотниковый распределитель, внутри
которого перемещается золотник 11. Вес золотника уравновешивается действием пружины 14. Сжатый воздух из сети подается в
кольцевую камеру 13, а также через фильтр 1 и калиброванное отверстие 2 в камеру управления 10.
Давление над золотником регулируется путем измерения
выходного отверстия 9. Величина зазора между соплом отверстия 9
и заслонкой 8 регулируется за счет действия электромагнита управления, состоящего из сердечника 5 и катушки 6. Увеличение тока в
катушке 6 приводит к приближению заслонки к отверстию 9. При
76
3
4
5
6
7
2
1
8
9
10
11
Выхлоп
в глушитель
От источника
давления
12
В цилиндр
рабочего
тормоза
13
14
15
Рис.29. Электропневматический регулятор давления типа РД
этом давление в камере управления повышается. При уменьшении
тока якорь отходит под действием пружин 7.
Золотник находится в равновесном положении под действием давлений со стороны камеры управления и подзолотниковой камеры (камеры обратной связи) 15, которая отверстием 12 в золотнике соединена с ЦРТ.
При увеличении давления в камере управления золотник
перемещается вниз и соединяет воздухосборник с ЦРТ. По мере
увеличения давления в ЦРТ растет давление и в камере обратной
связи, что вызывает обратную перестановку золотника в среднее
положение.
При уменьшении давления в камере управления золотник
поднимается вверх и соединяет ЦРТ через глушитель с атмосферой.
77
78
От источника
давления
В атмосферу
К тормозным
цилиндрам
Давление в ЦРТ и камере обратной связи понижается, и золотник
вновь возвращается в исходное положение.
Регулятор РДУ-1 имеет еще одну обмотку управления 4. При
выключении этой катушки якорь 3 опускается вниз. Это приводит
к уменьшению зазора между заслонкой 8 и соплом 7 и возрастанию
давления в камере управления и ЦРТ. Давление в ЦРТ обеспечивает
первую ступень предохранительного торможения.
Регулятор РДУ-1 имеет вертикальное исполнение. Имеется
регулятор РДУ-2 с горизонтальным перемещением золотника, а также
регулятор РДВП во взрывобезопасном исполнении для подземных
подъемных машин.
Ранее для подъемных машин выпускались регуляторы давления РДБВ и РДБГ вертикальной и горизонтальной установки.
Принцип их действия близок к описанному ранее. Отличием является
то, что для управления давлением в них используются не две обмотки,
а три: для ручного, автоматического управления и для первой ступени
предохранительного торможения. У регуляторов РДУ обмотка 6
используется для ручного и для автоматического управления.
Выпускается также
аппаратура АУГТ для управ3
ления гидравлическими при4
водами тормоза. В ее состав
входит гидравлический ре2
гулятор РДВГ.
Зависимость давления на выходе регулятора от
тока в обмотке управления в
5
рабочей зоне близка к ли2
нейной.
Стопорение при рабочем торможении осущест1
вляется электропневматическими клапанами КР (рис.30).
При нормальной работе катушка 1 обтекается током,
Рис.30. Электропневматический клапан
обеспечивая
поступление
1 – катушка электромагнита; 2 – клапан;
3 – корпус; 4 – пружина; 5 – шток
воздуха от РДБ в тормозной
цилиндр рабочего тормоза. При стопорении (нерегулируемом торможении) катушка 1 обесточивается, шток 5 с подвижными клапанами 2 опускается под действием пружины 4 и рабочий цилиндр
соединяется с атмосферой. Это соответствует полному стопорению
подъемной машины. Последовательное расположение двух клапанов
служит для повышения надежности срабатывания тормозной системы.
Предохранительное торможение от действия защиты на участках движения, не угрожающих переподъемом, обеспечивается клапанами КП аналогичной конструкции, соединенными последовательно. Разница установки клапанов КП и КР в том, что КП получают
давление непосредственно от воздухосборника, минуя регулятор
РДБ, и при отключении соединяют цилиндр предохранительного
торможения с атмосферой.
На участках движения, опасных по переподъему сосудов,
срабатывание устройств защиты должно производить останов подъемной машины за минимальное время. Поэтому в этом случае используется клапан электрического торможения КЭ такой же конструкции. Наличие клапана КЭ обеспечивает быстрое нарастание тормозного усилия.
Все устройства рабочего и предохранительного торможения
смонтированы в шкафу со стеклянной дверью и хорошо просматриваются с пульта оператора.
РЕКОМЕНДАТЕЛЬНЫЙ БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Временные нормы технологического проектирования угольных и сланцевых шахт ВНТП 1-92 / Министерство угольной промышленности РФ. М., 1992.
2. Герман А.П. Рудничные подъемные установки / А.П.Герман, Ф.Н.Шклярский. М.: Углетехиздат, 1947. 534 с.
3. Гришко А.П. Стационарные машины карьеров. М.: Недра, 1982. 224 с.
4. Димашко А.Д. Шахтные электрические лебедки и подъемные машины:
Справочник / А.Д.Димашко, И.Я.Гершиков, А.А.Кревневич. М.: Недра, 1973. 364 с.
5. Еланчик Г.М. Уравновешенные системы рудничного подъема. М.: Углетехиздат, 1953. 566 с.
6. Инструкция по эксплуатации стальных канатов в шахтных стволах / Государственное унитарное предприятие «Научно-технический центр по безопасности
в промышленности Госгортехнадзора России». М., 2002.
79
7. Кабанов В.А. О мере безопасности скольжения канатов в шахтном
подъеме со шкивами трения / В.А.Кабанов, Л.П.Северин // Изв.вузов, Горный журнал, 1974. № 2. С.119-123.
8. Карпышев Н.С. Тормозные устройства шахтных подъемных машин. М.:
Недра, 1968. 246 с.
9. Найденко И.С. Шахтные многоканатные подъемные машины /
И.С.Найденко, В.Д.Белый. М.: Недра, 1979. 392 с.
10. Песвианидзе А.В. Расчет шахтных подъемных установок. М.: Недра,
1992. 249 с.
11. Правила безопасности в угольных шахтах. М.: Недра, 2002.
12. Правила технической эксплуатации угольных и сланцевых шахт. М.:
Недра, 1976. 304 с.
13. Руководство по ревизии, наладке и испытанию шахтных подъемных
установок. М.: Недра, 1982.
14. Траубе Е.С. Тормозные устройства и безопасность шахтных подъмных
машин / Е.С.Траубе, И.С.Найденко. М.: Недра, 1980. 256 с.
15. Федорова З.М. Подъемники / З.М.Федорова, И.Ф.Лукин, А.П.Нестеров.
Киев: Виша школа, 1976. 296 с.
16. Шклярский Ф.Н. Физико-механические основы электрического рудничного подъема. М.: Углетехиздат, 1956. 384 с.
80
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение..................................................................................................................
3
1. Общие положения теории шахтных подъемных установок ...........................
1.1. Общие сведения...........................................................................................
1.2. Составные части шахтной подъемной установки.....................................
1.3. Принципиальная схема шахтной подъемной установки ..........................
1.4. Классификация шахтных подъемных установок ......................................
5
5
5
5
6
2. Основные параметры шахтной подъемной установки ....................................
2.1. Максимальная скорость подъема ...............................................................
2.2. Определение грузоподъемности подъемного сосуда ...............................
2.3. Продолжительность цикла и чистое время подъема ................................
8
8
10
14
3. Расчет подъемных канатов ................................................................................
3.1. Подъемные канаты для вертикального подъема.......................................
3.2. Уравновешивающие (хвостовые) канаты ..................................................
3.3. Канаты для наклонного подъема................................................................
14
16
20
21
4. Расчет и выбор основных параметров механической части подъемной
установки ................................................................................................................
22
5. Схемы расположения подъемных установок у ствола шахты ........................
27
6. Общая теория шахтного подъема с постоянным радиусом навивки .............
6.1. Статические сопротивления при вертикальном подъеме.........................
6.2. Статические сопротивления при спуске груза ..........................................
6.3. Статические сопротивления при наклонном подъеме..............................
6.4. Построение диаграмм статических сопротивлений в функции времени......
6.5. Кинематика шахтного подъема ..................................................................
6.5.1. Разновидности расчетных тахограмм .............................................
6.5.2. Приведенная масса подъемной установки......................................
6.5.3. Расчет тахограмм ..............................................................................
6.6. Динамика шахтного подъема......................................................................
6.6.1. Диаграмма движущих усилий при подъеме груза .........................
6.6.2. Диаграмма движущих усилий при спуске груза ............................
31
31
36
36
37
38
38
40
43
47
47
49
81
6.7. Мощность подъемного двигателя ..............................................................
6.8. Диаграммы мгновенной мощности ............................................................
6.9. Расход энергии и КПД шахтной подъемной установки ...........................
6.10. Условия безопасности скольжения при шкивах трения.........................
6.11. Удельное давление канатов на футеровку...............................................
6.12. Преимущества и недостатки многоканатного подъема со шкивами
трения ............................................................................................................
50
53
54
55
58
7. Система подъема с противовесом .....................................................................
7.1. Масса противовеса и уравнение статических сопротивлений.................
7.2. Особенности статики, кинематики и динамики подъема с противовесом....
60
60
63
8. Управление шахтным подъемом .......................................................................
8.1. Путевые программные аппараты ...............................................................
8.2. Аппарат АЗК ................................................................................................
63
64
64
9. Тормозные устройства шахтных подъемных машин ......................................
9.1. Требования к тормозным устройствам ......................................................
9.2. Конструкции тормозных устройств ...........................................................
9.3. Расчет параметров тормозных приводов [13] ...........................................
9.4. Регулятор давления и и электропневматические клапаны.......................
70
71
73
74
76
Рекомендательный библиографический список ..................................................
79
82
58
