/
Текст
А.В.ПЕСВИАНЙДЗЕ
РАСЧЕТ
ШАХТНЫХ
ПОДЪЕМНЫХ
УСТАНОВОК
ВЫСШЕЕ
ОБРАЗОВАНИЕ
А.В.ПЕСВИАНИДЗЕ
РАСЧЕТ
ШАХТНЫХ
ПОДЪЕМНЫХ
УСТАНОВОК
Допущено Государственным комитетом СССР
по народному образованию в качестве
учебного пособия для студентов горных
специальностей вузов
ББК 39.9
П 28
УДК 622.673.06.001.24 (075.8)
Рецензенты:
кафедра горной электромеханики Пермского политехнического института,
д-р техн, наук В. С. Тулин
2502010500-167 t
П -—------------114-92
043(01) 92
© А. В. Первианидзе, 1992
ISBN 5-247-01840-0
ПРЕДИСЛОВИЕ
Современная подъемная установка-крупнейшее сооружение шахты -
предназначена для подъема полезного ископаемого и породы, спуска-
подъема оборудования, материалов и людей. Основная часть подъемной
установки-подъемная машина-сложный электромеханический меха-
низм, состоящий из отдельных элементов, выполняющих разные функ-
ции. Рациональный выбор этих элементов и установление оптимальных
режимов работы машины полностью определяют безопасность и
экономичность эксплуатации подъемной установки. В этой связи все-
стороннее рассмотрение существующих теории и практики расчета
и выбора отдельных элементов подъемной машины заслуживают
особого внимания при проектировании новой или реконструкции
действующей шахтной подъемной установки. Для определения эффек-
тивности работы установки необходимо установить оптимальную массу
поднимаемого груза, скипов, определить оптимальные значения ускоре-
ния, замедления и скорости подъема, выбрать и рассчитать мощность
приводного двигателя, расположение подъемной машины относительно
ствола шахты, определить приведенную массу подъемной установки,
эффективную мощность подъема, расход электрической энергии и КПД
подъемной установки, построить пусковые характеристики двигателей
и рассчитать роторные сопротивления.
Из-за специфики условий эксплуатации и норм на проектирование
расчет подъемных установок для вертикального'и наклонного подъемов
целесообразно рассматривать в отдельности. В предлагаемой книге
рассмотрены вопросы расчета шахтных подъемных установок только
для вертикального подъема, для которого многоканатный подъем-наи-
более перспективный вид транспорта.
Исследования запаса прочности, удельного давления и нескольжения
каната, являются основными при расчете многоподъемных установок со
шкивами трения. Наиболее рациональный вид многоканатного подъ-
ема-односкиповый подъем с противовесом. Многоканатный подъем,
являясь незаменимым при подъеме с глубоких горизонтов, эффективно
может быть использован и для подъема больших грузов с неглубоких
горизонтов и, поэтому его следует рекомендовать для применения
практически во всех случаях, без ограничения высоты подъема. При
z изучении дисциплины «Рудничные подъемные установки» отведенное из
общего лекционного курса количество часов на проведение практических
занятий недостаточно для всестороннего рассмотрения вопросов, свя-
занных с расчетом шахтной подъемной установки, поэтому большую
часть расчетов при проектировании студент должен выполнять само-
стоятельно, с помощью книги. Здесь важное значение приобретают
учебники и учебные пособия, которые в большей степени будут
способствовать решению общей задачи подготовки высококвалифици-
рованных специалистов. Целью обеспечения студентов таким учебным
пособием по шахтному подъему является данная книга.
3
I
I
Глава 1
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ ДЛЯ РАСЧЕТА
ШАХТНЫХ ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК
1.1. ПОДЪЕМНЫЕ СОСУДЫ 1
Сосуды, применяемые в шахтном подъеме, делят на три основные
группы: бадьи, клети и скипы. В стационарных подъемных установках
применяют клети и скипы, в проходческом подъеме-как правило, бадьи.
Клети-универсальные подъемные сосуды. С их помощью можно
спускать и поднимать людей, полезное ископаемое и породу (в
вагонетках), различные материалы и оборудование и выполнять вспомо-
гательные функции подъема. Клети могут быть одно- и многоэтажные.
Клети, применяемые в отечественной горной промышленности более
чем двухэтажные не стандартизируют. Дальнейший рост количества
этажей связан со значительным увеличением времени маневровых
операций на загрузку и разгрузку клети и не увеличивает производи-
тельности подъема. По числу вагонеток в этаже клети бывают с одной
и двумя вагонетками. В качестве типовых для угольной и рудной
промышленности приняты одно- и двухэтажные клети с размещением
одной вагонетки на каждом этаже.
Клети предусмотрены для стандартных вагонеток (табл. 1.1). По
способу разгрузки клети разделяют на неопрокидные (табл. 1.2) и
опрокидные. Опрокидные всегда одноэтажные.
Согласно нормам ОЙТП 5-86 [8] клети с выдвижным кузовом
применяют для шахт черной и цветной металлургии. На угольных
шахтах следует применять клети с глухим кузовом.
По нормам ОНТП 5-86 для выполнения вспомогательных грузовых
операций и спуска-подъема людей в зависимости От требуемой
производительности и условий работы (одно или многогоризонтный
подъем) должны, как правило, приниматься подъемы: двухклетевой;
одноклетевой с противовесом; два одноклетевых с противовесом.
Допускается применение односкиповых и одноклетевых подъемов без
противовесов.
Скипы применяют для подъема полезного груза (угля, руды), а также
для подъема породы (выполнение этой операции можно возложить и на
вспомогательный подъем). По способу разгрузки существуют опрокид-
ные и неопрокидные скипы. Неопрокидные скипы могут быть с донной
разгрузкой отклоняющимся кузовом, или с неподвижным кузовом
рычажным или секторным затвором. Скипы являются автоматически
разгружающимися сосудами. Для этой цели на копре существуют
специальные направляющие-разгрузочные кривые. Вертикальное пере-
мещение рамы скипа с момента входа ролика в разгрузочные кривые до
положения полной разгрузки называется путем разгрузки. Путь раз-
4
Таблица 1.1. Техническая характеристика шахтных вагонеток
Типоразмер Вместимость, м3 Ширина колеи, мм Масса, кг
С глухим кузовом
УВГ-0,8 0,8 550; 575; 600 ' 470
УВГ-1,0 1,0 550; 575; 600 486
УВГ-1,2 1,2 550; 575; 600 548
УВГ-1,3 1,3 550; 575; 600 610
УВГ-1,4 1,4 550; 575; 600 645
УВГ-1,6 1,6 550; 575; 600 677
УВГ-2,5 2,5 900 1078
УВГ-3,3 3,3 900 1207
УВГ-4,0 4,0 900 1606
С донной разгрузкой
УВД-2,5 (ВШ-7К) 2,5 900 —
УВД-3,3 3,3 900 1782
ВД-4,0 4,0 900 1749
ВД-5,6 5,6 900 2632
С глухим кузовом индивидуального заказа
ВШ-0,7 (ВШ-105) 0,76 550; 575; 600 474
ВИ-1,0 (ВШ-216) 1,0 550; 575; 600 575
ВИ-1,2 (ВШ-0,5) 1,18 600 601
ВИ-1,4 (ВШ-134) 1,4 600 . 719
ВИ-1,4 (ВШ-123а) 1,41 600 610
ВИ-1,5 (ВШ-124) 1,52 900 909
ВИ-1,7 (ВШ-128а) 1,7 550; 575; 600 749
ВИ-1,8 (ВШ-209) 1,82 900 1148
грузки в скипах с неотклоняющимся кузовом зависит от размеров
затвора и не зависит от высоты скипа, тогда как в опрокидных скипах
путь разгрузки определяется высотой кузова и увеличивается с увеличе-
нием тоннажа сосуда. Увеличение пути разгрузки способствует дробле-
нию транспортируемых кусков с большой интенсивностью. При малом
тоннаже опрокидных скипов фактор дробления транспортируемых
кусков становится незначительным. В таких случаях, применение
Ьпрокидных скипов для липких углей, обладающих Способностью
прилипать к стенкам сосуда в момент разгрузки, становится целесо-
образным.
Основные преимущества опрокидных скипов по сравнению с не-
опрокидными являются: сравнительная простота, легкость и прочность
конструкции, большая вместимость и исключение возможности застре-
вания крупных кусков при разгрузке. Однако, необходимость полного
опрокидывания скипа с опиранием кузова на разгрузочные кривые
и наличие большого пути разгрузки порождают в опрокидных скипах
неудобства, основными из которых являются: неуравновешенность
мертвых весов, увеличение продолжительности за счет увеличения
периода перемещения сосуда в ‘разгрузочных кривых и увеличение
высоты копра.
5
Таблица 1.2. Техническая характеристика неопрокидных клетей для вертикаль-
ных подъемов \
Типоразмер Пло- щадь, м2 Высота, м Масса, т Грузо- подъем- ность, т Макси- маль- ная на- грузка у коуша, кН Макси- маль- ный диаметр каната, мм Типоразмер вагонетки
Унифицированные для действующих шахт
1УКН 2,5-1 2,3 4,9 2,76 3,0 58,0 34,0 У ВТ-1,3 УВГ-1,4
1УКН 3,2-1 3,1 4,9 2,96 3,6 66,0 34,0 У ВТ-1,6
1УКН 3,6-1 4,6 5,45 3,82 5,2 91,0 40,0 УВГ-2,5 УВД-2,5
1У КН-4-1 5,6 5,98 4,66 6,6 113,0 47,5 УВГ-3,3 УВД-3,3
1УКН 4,5-1 5,6 6,58 6,13 6,6 183,0 47,5 УВГ-3,3 УВД-3,3
1УКН 2,55-1 4,6 7,40 4,11 6,0 101,0 40,5 УВГ-1,3 УВГ-1,4
2УКН 3,2-1 6,2 7,86 5,23 7,2 125,0 47,5 УВГ-1,6
2УКН 3,5-1 9,2 8,15 6,52 10,4 170,0 56,5 УВГ-2,5 УВД-2,5
2УКН 4-1 11,2 8,58 8,62 13,2 220.0 60,5 УВГ-3,3 УВД-3,5
2УКН 4,5-1 11,2 9,18 9,60 13,2 300,0 60,5 УВГ-3,3 УВД-3,3
Для многоканатных подъемных установок
УК 4 5,4 3,36 7,99 9,0 400,0 45,0 вд-з,з ВГ-2,5
1КН 5,2 '7,8 3,42 10,29 14,0 570,0 56,5 вд-з,з
2КН 3,6 8,4 5,64 9,83 11,5 520,0 56,5 ВГ-4,0
2КН 4 10,6 5,64 11,10 11,0 540,0 56,5 ВД-3,3
2КН 5,2 15,6 5,78 14,35 14,0 660,0 64,0 ВД-3,3
А
Таблица 1.3. Скипы для угольных шахт
Типоразмер Вмести- мость, м3 Грузо- подъем- ность по углю, т Масса с при- цепным устрой- ством, т Высота в поло- жении разгруз- ки, мм Путь разгруз- ки, м Размеры в плане, м Расстоя- ние меж- ду ося- ми, м
Для одноканатных подъемных установок
2СН4-1 4,0 3,0 4,8 6,47 2,15 1,35 х 1,7 1,85
2СН5-1 5,0 4,0 5,8 7,10 2,17 1,54 х 1,85 2,10
1СН7-1 7,0 6,0 6,4 8,62 2,17 1,54 х 1,85 2,10
2СН9, 5-1 9,5 8,0 6,9 9,52 2,17 1,54 х 1,85 2,10
1СН11-1 11,0 9,0 7,55 9,95 2,17 1,54 х 1,85 2,10
5СН11-1 11,0 9,0 8,05 9,62 2,17 1,74 х 2,23 2,25
2СН15-1 15,0 •12,0 9,02 11,00 2,17 1,74 х 2,23 2,25
1СН20-1 20,0 15,0 10,20 14,40 2,17 1,74 х 2,23 2,25
6
Продолжение табл. 1.3
Типоразмер Вмести- мость, м3 Грузо- подъем- ность по углю, Масса с при- цепным устрой- ством, т Высота в поло- жении разгруз- ки, мм Путь разгруз- ки, м Размеры в плане, м Расстоя- ние меж- ду ося- ми, м
Для многоканатных подъемных установок
2СН9.5-2 9,5 8,0 10,9 10,00 2,17 1,54 х 1,85 2,10
1СН11-2 11,0 9,0 11,4 10,50 2,17 1,54 х 1,85 2,10
5СН11-2 11,0 9,0 11,4 — 2,17 1,74 х 2,23 2,25
„2GHJ5-2 .... 15.0 . 12,0 15.2 11,30 2J7 .1,74 х 2,23 2,25
1СН20-2 20,0 *w ~\^Т тро- "2,17 1,74 х 2,25 2,'25
ЗСН20-2 20,0 15,0 19,7 ило 2,40 2,20 х 2,80 2,80
1СН25-2 25,0 20,0 21,2 12,80 2,40 2,20 х 2,80 2,80
2СН25-2 25,0 20,0 21,2 12,80 2,40 2,20 х 2,80 2,80
1СН35-2 35,0 30,0 30,3 16,50 2,40 1,90 х 2,35 2,50
2СН35-2 35,0 30,0 30,3 14,70 2,40 2,20 х 2,80 2,80
1СН55-2 55,0 50,0 47,0 — 2,60 3,00 х 3,30 3,60
Таблица 1.4. Скипы для горнорудной промышленности типа СН
Типоразмер Вмес- ти- мость, м3 Грузоподъем- ность, т Масса с прицеп- ным устройст- вом, т Высота в положе- нии раз- грузки (условно), мм Путь разгрузки (условно), мм Размеры в плане, мм
Руда Поро- да Руда Порода
1СН 4-2 4 8,8 — 8,5 — 7190 2170 1350 X 1350
1СН 5-2 5 11 13 10,5 14,4 7110 2170 1440 X 1640
1СН 7-2 7 16 — 15,5 9460 2400 1440 X 1640
1СН 9,5-2 9,5 22 13 21 14,4 9730 2400 1680 X 1740
2СН 11-2 11 25 15 24,4 15,6 12760 2400 1680 X 1740
4СН 11-2 11 25 15 24,4 15,6 12510 2400 1740 X 1800
ЗСН 15-2 15 35 20,5 33 19,1 16200 • 2600 1740 X 1800
2СН 17-2 17 40 — 38 — 16960’ 2600 1700 X 1800
ЗСН 17-2 17 40 — 38 — 15200 2600 1900 X 2350
2СН 21,5-2 21,5 50 — 47,5 — 16220 2600 1900 X 2350
Опрокидные скипы в основном применяют в рудной промышлен-
ности, а неопрокидные-в угольной. Однако, с увеличением грузоподъ-
емности скипов перечисленные недостатки опрокидных скипов стано-
вятся настолько существенными, что в настоящее время большегрузные
скипы в рудной промышленности также проектируют неопрокидываю-
щимися. В угольной промышленности в основном распространены
неопрокидные скипы с неподвижным кузовом и секторным затвором.
Техническая характеристика скипов, применяемых в угольной про-
мышленности, приводится в табл. 1.3, а скипов для горнодобывающей
промышленности типа СН-в табл. 1.4.
При проектировании шахт, разрабатывающих последовательно
несколько горизонтов, одноканатные подъемы следует выбирать на
срок-до 25 лет.
7
1.2. ВЫБОР СОСУДА. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОРИЕНТИРОВОЧНОЙ
МАКСИМАЛЬНОЙ СКОРОСТИ ПОДЪЕМА
Тип сосуда для стационарной подъемной установки-клеть или скип-
в большинстве случаев подсказаны условиями эксплуатации шахты. Так,
например, если подъемная установка предназначена исключительно для
подъема полезного ископаемого или породы, то в качестве подъемногц
сосуда целесообразно брать скипы. Соотношение собственной массы
сосуда к массе груза в скипах намного меньше (mJQ»0,5-1), чем
в клетях (mwIQ « 2-3 и больше). Наряду с этим в отличие от клетей для
скипов характерны простота конструкции, большая производительность
и автоматическая разгрузка у приемной площадки. Если шахта обслу-
живается только одним подъемом, то он обязательно должен быть
клетевым. Если двумя-то обычно один из них-скиповой и только
выдает ископаемое, а второй-клетевой и выполняет все вспомогатель-
ные функции подъема. Иначе говоря, один-основной, скиповой подъем,
а другой-вспомогательный.
В типовом проекте шахты производительностью 600-1500 тыс. т/год,
разработанном Южгипрошахтом, приняты скиповые подъемы для
выдачи породы и клетевой подъем с неопрокидными клетями для
выполнения вспомогательных функций.
Подъем с помощью комбинированного сосуда (скипоклети, т.е.
заключенных в одной раме скипа и клети; замена скипов клетями при
вспомогательных операциях и т.д.) в СССР широкого применения не
получил.
Окончательно выбирать тип подъемного сосуда в конкретных
случаях следует на основе технического и экономического сравнений,
с учетом требований действующих норм ОНТП. После выбора типа
подъемного сосуда необходимо устанавливать его тоннаж. Тоннаж
клетей условно определяется тоннажем помещенных в клети вагонеток,
расчет которых обычно предшествует расчету подъемных установок
и поэтому является известным, а для установления тоннажа скипа
следует пользоваться следующими соображениями.
Установление тоннажа скипа означает подбор такого стандартного
типа скипа, при котором масса поднимаемого груза окажется наивыгод-
нейшей с точки зрения экономических показателей подъема. Тоннаж
сосуда при заданной высоте и производительности предопределяет
величину скорости подъема и в итоге эффективность всей подъемной
установки. Рассмотрим этот вопрос более подробно.
При заданных высоте подъема Н и часовой производительности Q4
можно рассмотреть много вариантов массы груза Q и скорости подъема
Ут, которые одинаково будут удовлетворять требуемой производитель-
ности. При этом, удельный расход энергии на выполнение полезной
работы во всех вариантах будет один и тот же, но потери энергии
в двигателе будут разные в зависимости от тахограммы, соответствую-
щей выбранной массе и скорости поднимаемого груза. Естественно,
большим массам будут соответствовать меньшие скорости Vm и
наоборот. Увеличение массы вызывает удорожание механической части
8 '
подъемной установки, а увеличение скорости-возрастание мощности
приводного двигателя с соответствующим увеличением энергетических
потерь и уменьшением КПД подъемной установки.
Интенсивность подъема при разных вариантах Q и Vm будет
различная. Вполне естественно, что для определения величины полезно-
го груза проф. Г. М. Еланчик исходил из динамической постоянной, или
коэффициента быстроходности С, характеризующего интенсивность
подъема
С = Н\хд/Т2, (1.1)
где
= Ewi'/Q (1.2)-степень массивности подъемной установки (E»i'-при-
веденная к радиусу органа навивки масса подъемной установки, а Г-про-
должительность подъема, или чистое время работы машины в цикле).
Формула для расчета массы поднимаемого груза имеет вид
C=(T+6)Q4/3600, (1.3)
где 0-продолжительность паузы, с.
Подставляя из выражения (1.1) значение Т в формулу (1.3) имеем
[13]
е = (V1VC Jh + 0) £,/3600 = («т Уя + 0) еч/3600, (1.4)
4 где
а, = (1-5)-коэффициент продолжительности подъема, введенный
проф. Г. М. Еланчиком.
Для определения наивыгоднейшей массы согласно формуле (1.4),
естественно, при заданных £,, Н и 0 в ней должны подставляться
оптимальные, рациональные значения ц0 и С.
Численные значения коэффициентов р0 и С зависят от многих
факторов, например-типа подъемной установки; степени уравновеши-
вания системы; технологических или конструктивных параметров уста-
новки, часть которых ограничивается условиями эксплуатации, или
нормами ПБ, и др., поэтому, установление величин и С связано
с громоздкими вычислениями при которых, прибегают к разным
допущениям.
< На основе проведенных исследований проф. Г. М. Еланчик устано-
вил, что наиболее рационально иметь ат = 4 и для определения
оптимальной массы груза предложил формулу
Q = + 0)£/3600. (1.6)
Докажем справедливость формулы (1.6).
Для "упрощения расчетов в формуле (1.4) выражение ат = у/\ьд/С
заменим его эквивалентным значением, позволяющим выразить массу
груза Q в функции множителя скорости а. Для этого достаточно
9
выполнить следующие преобразования: как известно, множитель ско-
рости
О-7)
где J^p-средняя скорость подъема,
К„ = Я/Т. (1.8)
Максимальная скорость подъема для равнобокой трапециедальной
тахограммы выражается формулой:
Vm = - 1)Н, (1.9)
где «-ускорение (замедление), м/с2.
Из выражения (1.7) с учетом формул (1.8) и (1.9) имеем
Г2/Я = а2/[«(а — 1)] *. (1.10)
Согласно уравнению (1.1)
Т2/Н=цв/С. (1.11)
На основе выражений (1.10) и (1.11)
Цв/С = а2/[«(а-1)]. (1.12)
Подставляя последнее в уравнение (1.4), формула для определения
наивыгоднейшей массы груза в общем виде выразится
Q = (+ 0) Сч/3600. (1.13)
V«(a - о '
Формула (1.13) удобна тем, что она позволяет установить функцио-
нальную зависимость массы поднимаемого груза от а, а, Я и соответ-
ственно, от Vm, т.е. от параметров, определяющих кинематику и
динамику подъемной установки в целом.
Согласно поясненному ранее, на основе выражений (1.4) и (1.13)
имеем
«т = а/ ^/а(а — 1). (114)
Как видно, при заданных Q4, Н и 0 функциональная зависимость
Q (а) определяется характером изменения ат согласно выражению (1.14).
Анализ кривых от(а) с учетом Q = ат (рис. 1.1) показывает:
1. При всех значениях а в пределах а = 2,0-1,5 масса поднимаемого
груза остается практически постоянной и равной возможно минималь-
ной величине, соответствующей а = 2. На этом участке масса груза
увеличивается в 1,06 раза, т.е. всего лишь на 6%.
* Такой же результат получим, если величину Т2/Н определим исходя из
константы кинематического режима Еа — ——, введенной проф. Г. М. Еланчи-
ком, или другим путем.
10
2. С уменьшением а ниже 1,5, масса груза начинает интенсивно
увеличиваться и при значениях а = 1,4; 1,3; 1,2; 1,1; 1,05 кратность
увеличения по сравнению с ее возможно минимальным значением
составляет, соответственно 1,106; 1,186 и т. д. (см. рис. 1.1).
3. Учитывая, что с увеличением а одновременно увеличиваются
скорость подъема, мощность приводного двигателя, потери в двигателе
и в соответствии с последним уменьшается КПД подъемной установки,
целесообразно иметь минимальные значения а. Однако, чрезмерное
уменьшение а также нерационально, так как оно приводит к значитель-
ному увеличению массы груза практически без выигрыша в мощности
подъемного двигателя и удорожанию стоимости механической части
подъема. Так, например, при а = 1,07 масса груза достигает двухкратной
величины по сравнению с возможно минимальным ее значением, а при
а — 1,03 она почти в три раза больше при той же мощности приводного
двигателя. Оценивая характер изменения функциональной зависимости
ат(а) [или пропорциональной ее зависимости Q(a), при заданных Q4,
Н и 0] можно заключить, что для определения оптимальной массы
грузоподъемности скипов целесообразно иметь множитель скорости,
лежащий в пределах a = 1,1-1,05.
Из выражения (1.14) следует
Подставляя в последнем а = 1 м/с2 и предложенное Г. М. Еланчиком
значение ат = 4, получаем a = 1,0718, что попадает в предлагаемую зону
изменения а в пределах 1,1-1,05, чем доказывается справедливость
формулы (1.6). Следует обратить внимание и на то, что при а = 1 м/с2
и a = 1,0718, или что то же самое ат = 4, выбранная масса груза в два
раза превышает свое возможное минимальное значение, получаемое при
а — 2, которому согласно выражению (1.14) соответствует ат = 2.
Формула (1.6) выведена для случая а = 1 м/с2. Естественно, при
других значениях а численные значения ат будут другие. Например, при
ускорениях 0,5 м/с2, 0,75 м/с2 и 1,25 м/с2, согласно выражению (1.14)
значения коэффициента tzT будут соответственно: 5,65; 4,61 и 3,65. Кроме
того, следует учитывать и то обстоятельство, что после расчета по
формуле (1.6) приходится выбирать стандартный тоннаж скипа, при
котором масса груза может отличаться от расчетной на 30% и более, что
в свою очередь равносильно изменению величины коэффициента ат.
Например, при Н — 400 м, Q4 = 184 т/ч и 0 = 10 с, оптимальное значение
массы груза по формуле (1.6) составит 4,6 т. В этом случае по стандарту
следует выбирать ближайший тоннаж скипа с массой груза 6 т. Это
будет означать, что в формуле (1.6) взамен ат = 4 следует брать
ат = 5,37, которому согласно (1.14) бу^ет соответствовать значение
множителя скорости а = 1,037, взамен а = 1,0718.
Анализ изложенного позволяет заключить, что значение ат — 4
практически вполне достаточно для выбора оптимальной грузоподъем-
ности. В случае применения многоканатного подъема с частотноуправ-
ляемым приводом переменного тока, по предложению проф. В. С. Тули-
на, следует рассмотреть возможность увеличения ускорения свыше
1 м/с2, а множителя скорости свыше 1,0718, чему будет соответствовать
увеличение скорости подъема и, следовательно, уменьшение стоимости
подъемной установки.
После выбора скипа и уточнения массы поднимаемого груза,
скорость подъема выбрать не трудно-достаточно построить требуемой
формы тахограмму, основанием которой будет время Т, соответствую-
щее принятой массе груза Q. Тогда, скорость тахограммы покажет ту
скорость подъема, которая необходима для удовлетворения заданной
производительности.
При расчете тахограмм изменение скорости принимается прямо-
линейным, а количество периодов тахограмм при скиповом подъеме
может составлять от 3 до 7. Для примера рассмотрим методику расчета
требуемой максимальной скорости Vm в случае шестипериодной тахо-
граммы, являющейся характерной для многоканатной односкиповой
с противовесом подъемной установки. На графике шестипериодной
тахограммы (рис. 1.2, а) приняты обозначения: ?0-период начала дви-
жения с ускорением а0; Ео-скорость скипа в конце периода t0 (при
односкиповом подъеме с противовесом), или скорость выхода скипа из
разгрузочных кривых; периоды: ?!-нормального ускорения а^, t2~уста-
новившегося движения с максимальной скоростью Em; t3- нормального
замедления «3; /„-движения скипа со скоростью дотягивания Ц,;
/с-стопорения с замедлением ас.
Существующей методикой ВНИИ горной механики им. М. М. Фёдо-
рова для подъема груженого скипа рекомендуют приведенную на
рис. 1.2 последовательность периодов, а для спуска порожнего ски-
па-обратную последовательность периодов.
12
Рис. 1.2. Тахограммы
Требуемое значение максимальной скорости подъема Vm определяем
исходя из следующего.
Согласно графику (см. рис. 1.2) высота подъема составляет
H=VmT-B, (1.16)
где В-площадь «неполноты тахограммы» (понятие введено проф.
Г. М. Еланчиком) и для рассматриваемой тахограммы
д _ К. + - К>) . (Ут - К>)2 (К. - К.)2
2 а0 + 2Й1 + 2п3 +
+ (К. - К,)-~-’5 + 0,5, (1.17)
где Хп показывает путь движения скипа при входе в разгрузочные
кривые (движение с параметрами Уп, ас) из которого 0,5 м отводят на
стопорение машины.
Подставляя в формулу (1.17), рекомендованные существующей мето-
дикой расчета, значения параметров: й, = й3 = 0,75 м/с2; Уо = 1,2 м/с;
13
Уп = 0,5 м/с; a0 = ac — 0,3 м/с и Хп = 3,5 м, будем иметь
В = ^(2F2 + ll,6Km - 5,66), (1.18)
откуда на основе выражений (1.16) и (1.18) получим
Vm = 0,25[(1,57 - 11,6) - 7(1,57- 11,6)2 - 8(1,5/7 — 5,66)]. (1.19)
Для определения функциональной зависимости Vm(H) необходимо
в формулу (1.19) подставить значение Т, соответствующее, как отмеча-
лось ранее, принятой массе груза Q. Если масса поднимаемого груза
равна расчетной, определяемой по формуле (1.6), тогда Т = 4^/н, а если
масса поднимаемого груза отличается от расчетной, то в таком случае
следует брать ту величину Т, которая необходима при принятой
фактической массе Q для удовлетворения заданной производительности
подъема, о чем будет рассмотрено далее.
Принимаем, что масса груза Q = + 0)/36ОО. Тогда, подставляя
в формулу (1.19) значение Т = 4у/~Н, будем иметь
= 0,25[(6у/н - 11,6) - ,/(67/7 - 11,6)2 - 8(1,577 - 5,66)]. (1.20)
Аналогично можно вывести формулы и для других случаев, с любым
числом периодов тахограммы. Для трех (рис. 1.2,6), пяти (рис. 1.2, в)
и семипериодной (рис. 1.2, г) тахограмм они будут иметь вид:
при трехпериодной, симметричной, трапециедальной тахограмме
Vm = 0,5 [0,757 - 7(0,75Т)2 - 3/7]; (1.21)
при симметричной пятипериодной тахограмме
Vm = 0,5 [(0,757 - 3,6) - JWST - 3,6)2 - 4(0,7577 - 2,16)]; (1.22)
при семипериодной тахограмме
Vm = 0,25 [(1,57 - 13,48) - 7(1,57 - 13,48)2 - 8(1,577 - 7,91)]. (1.23)
При массе поднимаемого груза Q, равной массе, рассчитанной по
формуле (1.6), т.е. при 7 = 4^/н, формулы (1.21), (1.22) и (1.23) примут
вид в случае:
трехпериодной симметричной тахограммы
К,= 0,275 7Я; (1.24)
пятипериодной симметричной тахограммы
К, = 0,5 [(3 Jh - 3,6) - 7(3 7# - 3,6)2 - 4(0,75/7 - 2,16)]; (1.25)
семипериодной тахограммы
= 0,25[(6^//7- 13,48) - 7(67Н- 13,48)2 - 8(1,577 - 7,91)]. (1.26)
14
Из графиков (рис. 1.3) видно, что с увеличением периодов тахо-
граммы требуемые значения скоростей, хотя незначительно, но увеличи-
ваются, что вполне естественно. При этом, численные значения ско-
ростей достигают лишь 12 м/с при высоте подъема 1600 м и не
превосходят 13 м/с при высоте подъема 2000 м (сплошные линии на
рис. 1.3). Следует помнить, что такие результаты справедливы в тех
конкретных случаях, когда значения параметров тахограммы (п0, Ео, Уп,
ас, Х'о, Хп) приняты согласно данным «Методики выбора и расчета
рациональных параметров двухскиповых и односкиповых с противове-
сом многоканатных подъемных установок», утвержденной МУП СССР
и рекомендованной к применению ВНИИ ГМ им. М. М. Федорова. При
других параметрах, естественно, изменятся и численные значения Ут.
Однако, как показывает расчет, при изменении параметров в практи-
чески приемлемых пределах, максимальные скорости подъема меняются
незначительно. Для примера на рис. 1.3 пунктирной линией показан
график Vm(H) для того случая, когда ускорение в расчете принято
равным а '= 0,5 м/с2, взамен а = 0,75 м/с2. Легко представить, что с
увеличением ускорений получим обратную картину-требуемые значе-
ния скоростей уменьшатся-кривая Vm(H) переместится вниз.
Вместе с этим, следует также учитывать, что в расчет графиков Vm(fi)
заложено условие Т = 4 х/н = const, чему соответствует масса подни-
маемого груза, равная массе, определяемой по формуле (1.6). Однако,
как отмечалось, после выбора стандартного тоннажа скипа, практически
дело имеем с новым значением массы поднимаемого груза, которая
может превышать на 30% и более, массу, получаемую по формуле
(1.6). Большие массы в свою очередь требуют меньших скоростей
подъема, в связи с чем их фактические значения будут меньше, чем это
требуется согласно рис. 1.3. Анализируя изложенное можем заключить,
что при рациональном проектировании подъемных установок, приведен-
ные на рис. 1.3 скорости-предельные и их не следует превышать.
В технической литературе эти скорости называются предельными макси-
мальными скоростями подъема. При пользовании формулами (1.19)-(1.26)
следует иметь в виду, что они пригодны только для таких высот
подъема Н, когда выражение под корнем имеет положительное значение.
Например, легко определить, что при шестипериодной тахограмме ниже
высоты подъема Н = 14,88 м формула (1.20) непригодна.
В теории шахтного подъема широко пользуются формулой, выра-
жающей зависимость между скоростью и высотой подъема в виде
K. = ₽x/^- (!-27)
Предлагаемые разными исследователями, фирмами, или практику-
емые в разных государствах, численные значения коэффициента р,
и соответственно, скорости, несколько отличны друг от друга. Так
например, предложенная Г. М. Еланчиком формула имеет вид Vm =
= 0,3-0,4) ^/я; в отечественной практике наиболее часто применимая
скорость для подъемных установок с асинхронным электроприводом
лежит в пределах (0,3-0,4) ^/н, т.е. совпадает с рекомендуемой
15
0 ZOO 400 000 800 WOO 1200 1400 WOO 1800 2000 И, и
Рис. 1.3. Графики зависимости Vm(H) для тахограмм: 1 — трехпериодной;
2 — пятипериодной; 3 — шестипериодной; 4 — семипериодной при: а, = а3 =
= 0,75 м/с2; Го = 1,2 м/с; V„ - 0,5 м/с; а0 = ас — 0,3 м/с2; Х/ = 1,5 м; Х„ = 3,5 м;
5 — шестиперидной при at = а3 = 0,5 м/с2
Г. М. Еланчиком, а для подъемных установок, с электроприводом
постоянного тока системы Г-Д-в пределах (0,4-0,5)^777; в фран-
цузской практике для асинхронных приводов также используют ско-
рости (0,3-0,4)^777, а при приводах постоянного тока системы Г-Д
предпочтение отдают скорости (0,5-0,6)^777; в английской практике
скорости подъема рекомендуют в пределах (0,4-0,5) Х/Н; фирма ASEA
(Швеция) для МК грузовых подъемных установок-скорость (0,4-
0,5)^777 и т.д.
Для общей оценки характера зависимости, выражаемой формулой
(1.27), определим значение коэффициента 0.
Для трапецеидальной тахограммы (см. рис. 1.2,6) можно написать
/ у2 1/2\
Я=К.Г- + . (1.28)
\2ttj 2а3/
Заменяя в последнем VmT через аН определяем
Ега= /2-^-(а- DV77. (1.29)
V at+a3
откуда, согласно формуле (1.27)
Р = J2-^^-(a-l). (1.30)
V «1 + а3
При с, = а3 = а (симметричная трапеция)
0 = у/а (а - 1). (1.31)
16
Рассмотрим случай, когда а = 1 м/с2. Тогда на основе выражений
(1.31) и (1.27) будем иметь:
р = 7а- 1; (1.32)
(1.33)
При расчете шахтной подъемной установки обычно заданы высота
Н и производительность подъема Q4, исходя из которых по формуле
(1.6) рассчитываю! оптимальную массу скипа и уточняют стандартный
тоннаж сосуда. После этого, с помощью формулы (1.27) ориентировочно
принимают скорость подъема, рассчитывают мощность приводного
двигателя; выбирают двигатель и редуктор и уточняют фактические
значения скорости и производительности подъема. Когда Н и Q
постоянны, для выяснения общей закономерности влияния величины
Р на изменение основных параметров подъема-производительности,
мощности приводного двигателя и множителя скорости, строим соот-
ветствующие им графики: 2Ч(Р), Р(Р) и а(Р) (рис. 1.4). Рассчитываем по
формулам: _____
Q4 = 7а - 1/а = p/а; Р = QVm = 7а - 1 = р; а = ,1 + р2.
Из графиков на рис. 1.4 видно, что численные значения коэффициен-
та р > 0,5 иметь не выгодно, так как свыше этого производительность
подъема увеличивается практически незначительно, тогда как скорость
подъема и мощность двигателя повышаются резко, с одновременным
ухудшением КПД подъемной установки за счет увеличения а. Например,
при р = 0,5 уже достигнута более чем 80%-й возможно максимальной
производительности подъема, а в случае Р = 1 производительность
может увеличиться еще примерно на 20%, но будет сопровождаться
двухкратным увеличением скорости движения сосудов и мощности
приводного двигателя, что практически нецелесообразно. Следует
отметить, что выявленная закономерность справедлива практически при
всех реальных случаях подъема. Для примера на рис. 1.4 пунктирной
линией, в масштабе, приведенном к масштабу рисунка, нанесен график
изменения зависимости Q4(P), рассчитанной для конкретных условий:
Н = 600 м; Q = 6000 кг; 0 = 10 с.
Изложенное позволяет заключить, что предел скорости подъема
целесообразно ограничить формулой
Кт<(0,5-0,6) 7я, (1.34)
причем коэффициент 0,6 следует применять для подъемных машин
с частотно-управляемым приводом переменного тока.
Нижний предел Р обычно не ограничивают, так как с эксплуатацион-
ной точки зрения малые скорости подъема наиболее приемлемы-они
безопасны, вызывают меньший износ направляющих и требуют не-
значительного расхода электроэнергии. Однако чем меньше скорость
подъема, тем больше при заданной часовой производительности долж-
ны быть грузоподъемность сосудов и первоначальная стоимость подъ-
емной установки. Целесообразной является скорость подъема, дальней-
Рис. 1.4. Графики изменения мно-
жителя скорости а(Р). производи-
тельности е„(Р) И МОЩНОСТИ Р(Р)
прц равнобедренной прямолиней-
ной тахограмме для заданных вы-
соты подъема Н и грузоподъем-
ности Q
шее понижение которой вызывает такое увеличение первоначальной
стоимости подъемной установки, которое уже не окупается снижением
текущих расходов за приемлемый срок.
Особое внимание заслуживают, проведенные впервые проф. В. С. Ту-
линым, исследования по выбору скорости подъема исходя из экономи-
ческих соображений, на основе определения оптимальных значений
динамической постоянной, или коэффициента быстроходности подъем-
ной установки [см. выражение (1.1)]. Было установлено, что экономи-
чески оптимальная динамическая постоянная С одноканатных двух-
сосудных грузовых рудничных подъемных установок с асинхронным
электроприводом равна 0,12, а для установок с электроприводом
постоянного тока системы Г-Д она равна 0,18. Соответственно,
экономически оптимальные скорости подъема определяют для грузовых
подъемных установок:
одноканатных двухсосудных с асинхронным электроприводом
Рт = (0,31-0,48)7^; (1.35)
одноканатных двухсосудных с приводом постоянного тока системы
Г-Д
К, = (0,4-0,62) УН; . (1.36)
многоканатных однососудных с асинхронным электроприводом
Vm = (0,35-0,48) JH. (1.37)
Значения коэффициента р можно также установить на основе
приведенных расчетов, выполненных для определения требуемых ско-
ростей Vm (см. рис. 1.3). Графики на рис. 1,3 показывают конкретные
значения скоростей, требуемых при 3-х, 5-ти, 6-ти и 7-ми периодной
тахограммах для обеспечения заданной часовой производительности,
когда масса поднимаемого скипом груза рассчитана по формуле (1.6)
и тахограмма удовлетворяет всем, предъявляемым к скиповому подъему
требованиям относительно норм скоростей (скорости выхода скипа из
разгрузочных кривых и входа в них; скорость дотягивания). Расчет для
определения зависимости ₽(£/) производим для семипериодной тахо-
18
Рис. 1.5. График зависимости р (Н)
при семипериодной тахограмме
Рис. 1.6. Графики И„(Р), Q (Р) и Р(Р)
для следующих условий подъема:
Н = 600 м; Сч = 200 т/ч; 0 = 10 с
граммы, при которой среди рассмотренных тахограмм скорости Vm
максимальны. Значения р определяем по формуле р = Vm у/Й. Результа-
ты расчетов представлены на рис. 1.5. На основе графика зависимость
между скоростью и высотой подъема определим из формулы
Г„ = (0,29-0,4) у/Й. (1.38)
В соответствии с приведенным делением высоты подъема на два
условных участка, формулу (1.38) можно конкретизировать для высот
подъема:
И > 600 м
Fm = (0,29-0,31)7#; (1.39)
Н < 600 м
F„ = (0,31-0,4)7#. (140)
Ранее (см. рис. 1.4) рассмотрены закономерности изменения ско-
рости (14), производительности (g4) и мощности (Р) в функции р при
заданных высоте подъема (Н) и массе груза (б). Практический интерес
представляют также характер изменения Vm, Q и Р в зависимости от р,
когда задают Н и Q4 (рис. 1.6). Сплошные линии соответствуют
изменению скорости по Р, рассчитанному по формуле Vm = р у/н,
а пунктирные линии-по фактическим значениям, когда Vm рассчиты-
вают по шестипериодной тахограмме. В первом случае-по формулам:
Е„,= РхА00м/с; Q = |-р—х/б00 + lOj-; =
1,3 1,15-9,81
S—^q6 egg—К, 2 = 15Ут2 кВт (где коэффициент эффективного
усилия; К-коэффициент шахтных сопротивлений; д = 9,81 м/с2). Во
втором, случае определяем формулу скорости для шестипериодной
тахограммы: согласно выражениям (1.16) и (1.18), с учетом УтТ = аН
и а — 1 = р2, будем иметь у-^(2У^, + H,6Fm — 5,66) - р2Я = 0, откуда
У„ = — 2,9 + ^/11,24 + 0,75р2Н и, подставляя Н = 600 м, получим
К. = - 2,9 + УП,24 + 450р2. (1.41)
Продолжительность подъема при шестипериодной тахограмме (см.
рис. 1.2, а) с учетом принятых величин «0, «1; а3, «с, Уо, Уп и Хп,
определяют
Т = — V +
0,75 \ т
1,5/7 + 7,16
IV
+ 7,05
(1.42)
Тогда, на основе формул (1.3) и (1.42), принимая Н = 600 м, 0 = 10 с,
2, = 200 т/ч, оптимальная масса груза в функции скорости для шести-
периодной тахограммы
2 =
453,58
+ 7,05
2
27’
(1.43)
Мощность приводного двигателя, аналогично предыдущему случаю, ,
Р = 15Ит2 кВт.
При выборе оптимальных массы груза скипов и скорости подъема
необходимо:
1. Исходить из требований, сформулированных проф. В. С. Тули-
ным, на основе проведенных экономических исследований подъема.
С эксплуатационной и экономической точек зрения оптимальной массой
груза скипа следует считать массу, которая при обеспечении заданной
часовой производительности потребует скорость подъема, снижение
которой за счет дальнейшего увеличения массы груза вызовет увеличе-
ние первоначальной стоимости подъемной установки, которое не
окупается снижением текущих расходов за приемлемый срок. Таким
требованиям удовлетворяет, предложенная проф. Г. М. Еланчиком,
формула (1.6) для определения оптимальной массы груза с учетом того,
что после расчета по этой формуле выбирают стандартный тоннаж
скипа, при котором масса груза по сравнению с расчетной может
увеличиться до 30% и более.
2. Для определения ориентировочного значения максимальной ско-
рости подъема при приближенных расчетах можно пользоваться в
20
общих случаях формулой (1.38) и в конкретных-при Н > 600 м и
Н < 600 соответственно (1.39),. (1.40).
Ориентировочное значение максимальной скорости подъема в случае
трехпериодной, пятипериодной, шестиперйодной и семипериодной тахо-
граммы, более точно можно определить соответственно на основе
формул (1.21), (1.22), (1.19), (1.23), где Т-продолжительность подъема,
соответствующая выбранному тоннажу скипа и принятой длительности
паузы.
3. Критерий оценки оптимальности скорости подъема-фактическое
значение коэффициента неравномерности подъема или коэффициента
неравномерности поступления груза к стволу (Сф), показывающее
отношение фактического и проектного значений производительности
подъема. При норме Сф> 1,5 оптимальной скоростью следует считать
такую скорость, которая обеспечит Сф =>1,5-1,6.
4. Величины ускорения должны быть возможно максимальными,
обеспечивающими минимальные значения множителя скорости а,
который обратно пропорционален КПД подъемной установки. Опти-
мальные значения а не должны превосходить 1,25-1,3.
Средняя и ориентировочная максимальная скорости подъема опре-
деляют следующим образом.
При проектировании подъемной установки известны: проектная
годовая производительность шахты А и глубина ствола Нств. Исходя из
эксплуатационных условий подъема, выбираем тйп сосуда-клеть или
скип (рис. 1.7).
Высоту подъема для скипа рассчитываем'по формуле (см. рис. 1.7, а)
Я = Лзяг + Яств4-Лп.п + йпр, (1.44)
а для клети (см. рис. 1.7,6) Н = Яств + Лэ, где Лзаг-высота загрузки
скипа и подземного бункера; Яств-высота ствола; Лп п-высота приемной
площадки; йпр-расстояние между рамой сосуда и кромкой бункера
в положении разгрузки; /ц-высота эстакады.
Высоту загрузки Лзаг при предварительных расчетах в среднем можно
принимать от 15 до 20 м для скипов и Лзаг = 0 для клетей. Для
стандартных копров Лпп составляет: при скиповом подъеме 20-32 м; при
подъеме опрокидными клетями-15, 18 м. При башенных копрах с
многоканатным подъемом, согласно требованиям ОНТП 5-86 должна
быть минимальной: <60 м до оси канатоведущего шкива скипового
подъема и 45 м-клетевого.
Превышение рамы принимают по табличным данным или ориентиро-
вочно определяют по формуле Лпр = AKy3cos 45°, где йжуз-высота кузова.
Высота эстакады h3 = 0 для скипов и h3 — 6-12-для клетей (см.
рис. 1.7,6).
При подъеме опрокидными клетями или скипами Лп „ представляет
собой высоту поверхностного бункера, или расстояние от головки рельса
у устья шахты до верхней кромки приемного бункера. Высота бункера
зависит от типа и тоннажа сосуда, производительности подъема и
определяется габаритами применяемых на эстакаде механизмов.
21
(М5)
В случае неопрокидных клетей вагонетки принимают на уровне устья
шахты или на площадке, и поэтому эта высота называется высотой
приемной площадки или высотой эстакады.
Часовая производительность подъема
С(А + Ао)
Nt
где Л-проектная годовая производительность шахты, т/г; Ао- выход
породы на подъем, т/г; для установок, обслуживающих подъем исклю-
чительно полезного ископаемого, Ао = 0; С-коэффициент резерва
подъема, учитывающий возможность развития горных работ, неравно-
мерность поступления грузов к стволу, а также некоторые другие,
непредусмотренные простои машины; согласно существующим нормам
проектирования принимаются: для шахт угольной, горнохимической
промышленности и цветной металлургии-1,5 для последнего проекти-
руемого горизонта; для шахт черной металлургии в зависимости от
принятой вместимости подземного бункера-от 1,6 до 1,25, тем меньше,
чем больше вместимость бункера (ОНТП 5-86).
N- число рабочих дней в году; принимают как и для шахты в целом;
обычно при рабочей неделе с выходными N = 300 дней; без выход-
ных -N = 350 дней;
/-время работы подъемной установки, ч/сут. По нормам ОНТП 5-86
при трехсменном режиме работы по добыче и расположении в одном
22
стволе одного или двух подъемов общее число часов работы каждого
основного и вспомогательного подъемов следует принимать не более
18 ч/сут, при трех подъемах в стволе-15.
При двухсменном режиме работы по добыче общее число часов
работы основного подъема принимают, как правило, < 14 ч/сут, вспомо-
гательного- 18.
По значениям Q и Н на основе формулы (1.6), устанавливают
стандартный тоннаж массы поднимаемого груза.
Число подъемов за час
г = ^. (1.46)
Продолжительность цикла, сек
_ 3600
Т' = —.
(1.47)
Время подъема (продолжительность работы подъемной машины,
т.е. чистое время подъема без пауз)
Т=Т'-е, (1.48)
где 0-пауза, т.е. продолжительность маневров на загрузку и разгрузку
подъемных сосудов, с.
Величина паузы зависит от типа сосуда и производительности
подъема, а также способа автоматизации процессов загрузки и разгрузки
сосуда.
Согласно ОНТП 5-86 продолжительность паузы на одновременную
загрузку и разгрузку скипов следует принимать:
Вместимость
скипа, м3......... 3-4 5 6,4-7 8 9,5 11 15 17 19 20 25 35 55
Пауза, с. . ...... 7 8 9 10 11 12 15 17 19 20 25 35 45
Для полезного ископаемого, породы и материалов (кроме длин-
номера и спускаемого оборудования) продолжительность паузы при
механизированном обмене вагонеток в одном этаже клети принимают:
Длина клети, м................... 2,55 3,1 4,5 6,5
Пауза, с......................... 20 25 30 40
При двухэтажных клетях, одноэтажных приемных площадках и
органе навивки с постоянным радиусом, паузу для обмена вагонеток
удваивают, кроме того, добавляют 10 с на перестановку клети. При
двухэтажных клетях и переменном радиусе навивки паузу увеличивают
на 20 с. При использовании агрегатов с комбинированными посадоч-
ными устройствами (качающиеся площадки и выдвижные кулаки) паузу
увеличивают для каждого этажа клети на 8 с.
Продолжительность пауз на посадку и выход людей из клети при
раздельном выполнении операций по спуску и подъему людей следует
принимать: для одноэтажных клетей-равной числу людей плюс 10 с;
для двухэтажных клетей при одной посадочной площадке-равной числу
23
людей на обоих этажах плюс 25 с, а при двух посадочных площадках -
равной числу людей на одном этаже плюс 10 с. Предпочтительна схема
с одновременным входом и выходом людей с каждою этажа клети.
Среднюю скорость подъема рассчитывают по формуле (1.8).
Для определения ориентировочного значения максимальной ско-
рости подъема Ит можно пользоваться формулами (1.39), (1.40), или
ЧР = аГс₽’ °₽ 0-49)
где а = 1,1-1,3. Эти значения а-средние и в конкретных случаях могут
быть и больше и меньше указанных, в зависимости от количества
периодов тахограммы и высоты подъема. В частности, чем меньше
высота подъема и больше количество периодов, тем больше численные
значения а и наоборот.
Более точно, чем по формулам (1.39), (1.40), (1-49), ориентировочное
значение максимальной скорости подъема можно принимать по графи-
кам, представленным на рис. 1.3, или определить на основе формул
(1.21), (1.22), (1.19) и (1.23), соответственно для трех-, пяти-, шести-
и семипериодной тахограмм, подставляя продолжительность подъема Т,
соответствующую выбранному тоннажу скипа и принятой длительности
паузы, получаемой согласно выражению (1.48).
При проектировании вспомогательной подъемной установки, ориен-
тировочное значение максимальной скорости подъема определяют с
тем, чтобы спускать и поднимать, занятых в шахте в одной смене людей,
можно было за ^40 мин. Рассчитанная таким образом скорость должна
удовлетворять условиям (1.39) и (1.40).
При определении наибольшего количества людей, размещающегося
в клети, следует исходить из нормы ПБ-на каждого человека отводится
0,2 м2 полезной площади пола клети, которую необходимо определять
как произведение внутренней ширины клети на длину, уменьшенную
на 0,4 м.
При окончательном выборе максимальной скорости подъема следует
проверить, чтобы она не превышала максимальную скорость, допусти-
мую для подобранного типа органа навивки. Такая проверка произво-
дится после выбора органа навивки и практически всегда удовлетво-
ряется.
1.3. КАНАТЫ I
Применяемые в настоящее время, стандартные стальные канаты
подразделяют: по назначению-грузолюдские (ГЛ) и грузовые (Г); по
механическим свойствам проволок-высшей марки (В), первой (I) и
второй марок (II); по виду покрытия поверхности проволок-без
покрытия (светлые) и оцинкованные, предназначенные для работы
канатов в особо жестких (ОЖ), жестких (Ж) и средних (С) агрессивных
условиях; по направлению свивки-правой (П) и левой (Л); по сочетанию
направлений свивки элементов каната-крестовой, односторонней (О)
и комбинированной (К); по способу свивки-нераскручивающиеся (Н)
и раскручивающиеся (Р).
24
Канаты односторонней свивки имеют большую гибкость и опорную
поверхность при навивке, поэтому у них более длительный (в 1,5-2,0
раза) срок службы по сравнению с крестовой свивкой.
Количество прядей в шахтных подъемных канатах круглого сечения
всегда шесть. Прядь состоит из отдельных стальных проволок круглого
сечения, одинакового или разного диаметра.
Число проволок в пряди, в зависимости от ее конструкции может
быть разным. Проволоки в пряди повиты в несколько концентрических
слоев вокруг центральной. Количество концентрических слоев достигает
четырех. По роду свивки проволок в пряди канаты различают: с
точечным (ТК), с линейным (ЛК), с точечным и линейным касаниями
(ТЛК).
Различные типы прядей ЛК в соответствии с действующими стан-
дартами обозначают:
ЛК-О-каждый слой состоит из проволок одного диаметра;
ЛК-Р-верхний слой состоит из проволок двух разных диаметров;
ЛК-РО-верхний слой состоит из проволок одинакового диаметра,
а нижний-из проволок двух разных диаметров;
ЛК-3-имеют проволоки меньшего диаметра, заполняющие пустоты
между отдельными слоями.
Канаты могут быть изготовлены из проволок с расчетным пределом
прочности на растяжение от 1176 До 2156 МПа. В шахтном подъеме
следует избегать применения канатов с пределом прочности проволок
>1764 МПа, так как с повышением предела прочности уменьшаются
пластические свойства металла и повышается их склонность к усталост-
йому разрушению. При расчетах следует ориентироваться на средние
значения предела прочности проволоки-1568-1666 МПа.
При выборе конструкции каната, в зависимости от условий его
работы, следует учитывать разные факторы: коэффициент заполнения
металлом площади поперечного сечения; величину опорной поверх-
ности; конструктивное удлинение; способность противостоять механи-
ческому износу и гибкость каната.
Коэффициент гибкости, показывающий соотношение диаметра кана-
та и максимального диаметра проволоки в канате, должен соответство-
вать нормам ПБ и лимитировать минимальное значение диаметра
органа навивки.
Согласно ОНТП 5-86, для вертикальных одноканатных подъемов
шахт угольной, металлургической и горнохимической промышленности
следует применять, как правило, оцинкованные круглопрядные канаты
с линейным и точечно-линейным касанием проволок, предусмотренные
действующими ГОСТ, с маркировочной группой прочности 1568 МПа.
Допускается применять канаты с маркировочной группой прочности до
1764 МПа. Предпочтителен унифицированный ряд канатов по ГОСТу
' 7668-80-канаты двойной свивки с линейным касанием проволок в
прядах типа ЛК-РО конструкции 6 х 38(1 + 7 + 7/7 + 14) + 1 о. с. с
органическим сердечником, диаметром 27; 33; 36,5; 42; 46,5; 50,5; 53,5;
58,5; 63,5 мм.
25
Для головных и уравновешивающих канатов в зависимости от
условий эксплуатации должны применять канаты из оцинкованной
проволоки с покрытием для условий работы Ж или С.
При многоканатном подъеме к канатам предъявляют особые требо-
вания: возможно минимальное остаточное удлинение, минимальный
разбег диаметра между отдельными канатами, весьма стабильный
модуль упругости, высокую прочность, большую работоспособность,
большую опорную поверхность, минимальный разбег разрывных уси-
лий между отдельными канатами (не более 5%) и пр. Для достижения
наиболее равномерной вытяжки отдельных канатов необходимо наве-
шивать канаты одного типа, диаметра и конструкции, изготовленные на
одном заводе, с одинаковой маркой проволоки по вязкости. Для
многоканатного подъема можно предусмотреть применение кругло-
прядных, фасоннопрядных, закрытой конструкции и в отдельных
случаях многослойных канатов с линейным касанием проволок (послед-
ние также называют многопрядными; они могут быть применены
в качестве уравновешивающих канатов).
На основании ОНТП 5-86, для многоканатных подъемных установок
шахт угольной промышленности в качестве головных следует при-
менять, как правило, оцинкованные канаты, так же как и для вертикаль-
ных одноканатных подъемов, по ГОСТ 7668 80 с маркировочной
группой прочности предпочтительно 1568 МПа.
Количество головных канатов при многоканатном подъеме обычно
принимают четным, причем для уравновешивания крутящих моментов
должны навешивать одновременно канаты правой и левой свивок.
В качестве уравновешивающих можно применять плоские резинотросо-
вые канаты.
Подъемные канаты, в соответствии с требованиями ПБ, рассчиты-
вают по максимальной статической нагрузке без учета изгибающих
и контактных напряжений.
Многоканатные подъемные установки с канатоведущими шкивами
трения, в отличие от одноканатных подъемных установок с цилиндри-
ческими барабанами, имеют некоторые особенности, что накладывает
свою специфику на расчет канатов.
Поэтому, методики расчета канатов для одноканатного и многока-
натного подъемов несколько отличаются друг от друга и их целесооб-
разно рассматривать отдельно.
Расчет канатов для одноканатных подъемных установок.
Обозначим: тк-масса 1 м подъемного каната, кг/м; шхв-масса 1 м
хвостового каната, кг/м.
В зависимости от наличия хвостового каната рассмотрим три случая:
1) т*в ~ 0-нет хвостового каната-система статически неуравновешена;
2) тх = тхв-есть равновесный хвостовой канат,-система статически
уравновешена; 3) гихв > шх-имеется тяжелый хвостовой канат-система
статически переуравновешена (пример гармонического подъема).
В первых двух случаях наименьшую необходимую по условиям
прочности массу 1 м каната (кг) определяют по формуле
26
(1.50)
(1.51)
(1-52)
(1.54)
— -Ho
где m0- масса концевого груза, кг;
при скипах
”!(> = тс + 2,
при клетях
т0 = + "’ваг + 2,
где тс, ткл, тваг, Q-соответственно массы скипа, клети, вагонетки
й полезного груза, кг; ст-предел прочности проволоки на растяжение,
МПа; Z-статический запас прочности (отношение разрывного усилия
каната к максимальному статическому натяжению в расчетном сечении);
Но-максимальная длина отвеса каната, м:
Я0 = Я+йпер; (1.53)
Лпср-высота переподъема, м; у0- фиктивная плотность каната, МПа/м;
показывает давление в сечении каната, возникшее за счет веса 1 м
собственной массы каната
дтв
Уо ~ с
^пр
где а = 9,81 м/с2-ускорение силы тяжести; Sn -суммарная площадь
поперечного сечения проволок в канате, мм\
В канате проволоки расположены по спирали. Чем больше закручены
проволоки в спираль, тем большей длины проволоки размещаются в 1 м
каната, больше получается масса 1 м каната и, соответственно, величина
коэффициента у0. При совершенно незакрученных, свободно провисаю-
щих проволоках, естественно, фиктивная плотность каната станет
минимальной и равной фактической плотности стали, из которой
изготовлен канат. Таким образом у0 характеризует конструкцию каната
и, поэтому он часто называется также конструктивным коэффициентом
каната. Средние значения у0 для разных типов канатов указаны
в табл. 1.5-1.9. Согласно ПБ, при навеске канатов должны быть
удовлетворены следующие запасы прочности при подъеме:
исключительно людском..............Z > 9,0
грузо-людском......................Z > 7,5
исключительно грузовом.............Z 6,5
Определив тк выбирают стандартный канат по ближайшему боль-
шему значению.
Для окончательного выбора каната необходимо проверить, чтобы
фактическое значение запаса прочности удовлетворяло нормам ПБ.
Фактический запас прочности
2разр
(1.55)
Z4 = ----------,
(шо + т.Яо)0
27
Таблица 1.5. Канаты двойной свивки трехграннопрядные, конструкции 6 х 30(6 + 12 + 12) + I о. с. Сортамент. ГОСТ 3085-80
Диаметр, мм Расчет- ная пло- щадь се- чення всех про- волок, мм2 Ориенти- ровочная масса 1000 м ' смазан- ного ка- ната,- кг Маркировочная, группа, МПа (кгс/мм2)
каната проволоки 1372 1470 1568 1666 1764 1862 1960 (140) (150) (160) (170) (180) (190) (200)
цент- ральной первого слоя второго слоя (на- ружи.)
Суммарное разрывное усилие всех проволок в канате, Н, не менее
36 про- волок 72 про- волки 72 про- волки
Исполнение 1. у0 = 0,092 МПа/м
18,0 19,0 0,80 0,85 0,80 0,85 1,3 1,4 149,86 172,13 1405,0 1615,0 205 500 236000 220000 253000 234500 269 500 249 500 286 500 264000 303500 279000 320500 293 500 337000
20,0 0,95 0,90 1,5 198,56 1865,0 272000 29 Г 500 311000 330500 350000 369 500 389000
21,5 1,00 0,95 1,6 224,07 2105,0 307000 329000 351000 373000 395000 417000 439000
23,0 1,10 1,00 1,7 254,18 2385,0 348 500 373500 398 500 423000 448000 473000 498000
25,0 1,20 1,10 1.8 292,36 2745,0 401000 429 500 458000 487000 515500 544000 573000
27,5 1,30 1,20 2,0 355,40 3340,0 487500 522 000 557000 592000 626500 661 500 696500
30,0 1,40 1,30 2,2 424,68 3990,0 582500 624000 665 500 707 500 749 000 790500 832000
33,0 1,50 1,40 2,4 500,18 4700,0 686000 735000 784000 833 000 882000 931 000 980000
35,5 1,60 1,50 2,6 581,88 5470,0 798000 855000 912000 969000 1025000 1080000 1140000
38,5 1,80 1,70 2,8 689,37 6565,0 958000 1025000 1095 000 1 160000 1 230000 1 300000 1365000
40,5 1,90 1.80 3,0 794,23 7465,0 1085000 1 165 000 1245000 1 320000 1400000 1455000 1 555 000
43,5 2,00 1,90 3,2 896,30 8425,0 1225000 1315000 1405000 1490000 1580000
46,5 2,20 2,00 3,4 1016,74 9555,0 1390 000 1490000 1 590000 1 690000 1 790000 — —
50,0 2,40 2,20 3,6 1169,44 10950,0 1600000 1715000 1830000 1945000 2060000 —
Исполнение 2. у0 = 0,106 МПа/м
18 0 0 80 0,80 1,3 131.76 1405,0 180500 193 500 206 500 219 500 232000 245000 1 258000
19’0 0,85 0,85 1,4 151,70 1615,0 208000 222500 237 500 252500 267 500- -282000- 297000
20 0 0,95 0,90 1,5 173,04 1865,0 237000 254000 271000 288000 305000 322000 339000
21 5 1,00 0,95 1,6 195,80 2105.0 268 500 287 500 307000 326000 345000 364500 383 500
230 1 10 1,00 1,7 219,97 2385.0 301 500 323000 344 500 366000 388000 409 500 431000
25 0 1 20 1,10 1.8 251,64 2745.0 345000 369 500 394500 419000 443 500 468 500 493000
97 S 1 30 1 20 2 0 307,62 3340,0 422 000 452000 482000 512 000 542500 572500 602 500
30 0 1 40 1.30 2,2 369,26 3990.0 506500 542 500 578 500 615000 651 000 687 500 723 500
33 0 1 50 1,40 2,4 436,56 4700.0 598 500 641 500 684 500 727000 770000 812500 855 500
35 5 1,60 1,50 2,6 509,50 5470,0 699000 748500 798 500 848500 898 500 948500 998 500
1 80 1 70 2 8 606,77 6565.0 832000 891 500 951 000 1010000 1070000 1 125000 1 185000
40 5 1,90 1,80 3,0 692,16 7465,0 949 500 1015000 1085000 1 150000 1220000 1285 000 1355000
43,5 2,00 1,90 3,2 783,20 8425,0 1070000 1 150000 1225 000 1300000 1380000 — —
46,5 2,20 2,00 3.4 879,89 9555,0 1205000 1290000 1375000 1465000 1550000 — -
50,0 2,40 2,20 3,6 1006,58 10950,0 1380000 1475000 1 575 000 1675000 1 775000 -
L РКанатьц разрывное усилие которых указано справа от жирной линии, изготовляют из проволоки без покрытия. По согласованию
с потребителем допускается изготовление канатов из оцинкованной проволоки.
2. Для канатов исполнения 1 сердечник пряди изготовляется из стальной канатной проволоки, временное сопротивление которой должно
соответствовать маркировочной группе каната и принимается в расчет суммарного разрывного усилия всех проволок в канате. 2
3. Для исполнения 2 сердечник пряди изготовляется из стальной канатной проволоки с временным сопротивлением не более 140 кгс/мм
и в расчет суммарного разрывного усилия всех проволок в канате не принимается.
4. Диаметры канатов округлены до целых чисел или до 0,5 мм.
® ГОСТИ308^1806[у^То09бдамПа/м]ВИВКИ’ многонряднЬ1е’ тапа ЛК’₽’ конструкции 18 х 19(1 + 6 + 6/6) + 1 о.с. Сортамент.
Диаметр, мм Расчетная площадь се- чения всех проволок, мм2 Ориентире- Маркировочная группа, МПа (кге/мм2)
каната проволоки во иная масса 1000 м сма- занного кана- та, кг 1372(140) 1470(150)
централь- ной первого слоя (внутрен- него) второго слоя (наружного)
Разрывное усилие, Н, не менее
суммарное всех прово- лок в канате каната в целом суммарное всех прово- лок в канате каната в целом
18 про- волок 108 про- волок 108 про- 108 про- волок волок
6,3 0,28 0.26 0,20 0,28 16,88 165,5 6,7 0,30 0,28 0,22 0,30 19,66 193 0 7>7 0,34 0,32 0,26 0,34 25,25 253 5 8’2 0,36 0,34 0,28 0,36 29,28 287,0 9,1 0,40 0,38 0,30 0,40 35,72 350 1 - 11.0 0,50 0,45 0,38 0,50 54,16 531,0 13,5 0,60 0,55 0,45 0,60 78,45 769 0 14,5 0,65 0,60 0,50 0,65 93,54 917,0 16,0 0,70 0,65 0,55 0,70 109,96 1080,0 . 18,5 0,80 0,75 0,60 0,80 141.58 1390,0 20,0 0,85 0,80 0,65 0,85 161,63 1585,0 °’70 °’90 170’40 1670,0 233 500 219 2’Z5 l’°° 22122 219о’° 306000 24’3 ’°° °’80 *’10 258.85 2540,0 355000 27Л ’2° -10 0,90 1,20 313,85 3075,0 430500 '2? 130 374’21 3670,0 513000 3*’3 J’4® 49 1’05 *>40 430,83 4225,0 591000 34’0 Ъ50 1,40 1,15 1,50 501,20 4910,0 687500 36,0 ,60 1,50 1,20 1,60 586,34 5550,0 777000 38’5 1,70 ,60 1,30 1,70 646,48 6336,0 .886500 41’° *’80 1-70 1,40 1,80 732,02 7175,0 1 000000 198000 250000 212500 260000 328000 278000 301000 380500 322 500 365 500 461000 391 500 436000 550000 466500 502000 633000 538000 584000 736500 625500 660000 832500 707500 753500 950000 807 500 853 500 1 075000 914000
44,0 1,90 1.80 1,50 1,90 822.93 8065,0 1 125 000 959 000 1205 000 1020000
45,5 2,00 1,90 1,50 2.00 892.89 8750,0 1225000 1 035000 1310000 1 110000
49’5 2,20 2,10 1,70 2,20 1070,17 10500,0 1465000 1240000 1 570000 1 ЗЗОООО
51,0 2,25 2,15 1,65 2,25 1124,01 11000,0 1540000 1 305000 1 650000 1400000
52,0 2,30 2,20 1,70 2,30 1179,18 11 550,0 1615000 1 370000 1 730000 1470000
54’5 2,40 2,30 1,80 2,40 1293,55 12700,0 1770000 1 500000 1900000 1610000
56,0 2,50 2,40 1,90 2,50 1413,28 13 850,0 1935000 1 645000 2075000 1 760000
59,5 2,60 2,50 2,00 2,60 1538,38 15050,0 2110000 1 790000 2260000 1 920000
64,0 2,80 2,60 2,20 2,80 1759,77 17 250,0 2410000 2045000 2585000 2195000
68’0 3,00 2,80 2,30 3.00 2004,37 19 650,0 2745000 2335000 2945000 2495 000
Продолжение табл. 1.6
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех проволок, мм2 Ориентире- Маркировочная группа, МПа (кге/мм2)
вочная 1568(160) 1666(170) 1764(180)
каната проволоки масса 1000 м сма- занного каната, кг
централь- первого второго слоя ной слоя (наружного) (внутрен- него) 18 про- 108 про- 108 про- 108 про- волок волок волок волок Разрывное усилие. Н, не менее
суммар- каната в суммар- каната в суммар- каната в ное всех целом ное всех целом ное всех целом проволок проволок проволок в канате в канате в канате
6,3 6,7 7,7 8,2 9 1 0,28 0,30 0,34 0,36 040 0.26 0.28 0,32 0.34 0 38 0,20 0,22. 0,26 0,28 0,30 0,28 0,30 0,34 0,36 0,40 16.88 19,66 25.25 29.28 35,72 165,5 193,0 253,5 287,0 350,1 56000 47 550 59 500 50500 29 750 34650 45 550 51600 63000 25 200 29 400 38700 43850 53 500
11 0 050 045 0,38 0,50 54.16 531,0 84900 72150 90200 76650 95 500 79 000
13 5 060 0 55 0,45 0,60 78,45 769,0 123000 104000 130500 110500 138000 114000
14 5 065 0 60 0,50 0,65 93,54 917,0 146 500 124 000 155 500 132000 165000 136000
16 0 о’70 0 65 0,55 0,70 109,96 1080,0 172000 146 500 183000 155000 194000 160000
18,5 0,80 0,75 0,60 0.80 141,58 1390,0 221 500 188 500 235500 200000 249 500 206000
Продолжение табл. 1.6
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех проволок, мм2 Ориентиро- вочная масса 1000 м сма- занного каната, кг Маркировочная группа. МПа (кгс/мм2)
каната проволоки 1568(160) 1666(170) 1764(180)
централь- ной первого слоя (внутрен- него) второго слоя (наружного) Разрывное усилие, Н, не менее
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
18 про- волок 108 про- волок 108 про- 108 про- волок волок
20,0 0,85 0.80 0,65 0,85 161,63 1585,0 253000 215000 269000 228 500 285000 235 500
21,0 0,90 - 0,85 0,70 0,90 170,40 1670,0 267000 226 500 283 500 241000 300500 248000
23,0 1,00 0,95 0,75 1,00 223,22 2190,0 350000 297000 371 500 316000 393 500 325000
24,5 1,10 1,00 0,80 1,10 258,85 2540,0' 405 500 344 500 431000 366500 456 500 377500
27,0 1,20 1,10 0,90 1,20 313,85 3075,0 492000 417 500 522 500 443 500 553 500 459000
29,5 1,30 1,20 1,00 1,30 374,21 3670,0 586500 498000 623000 529 500 660000 545000
31,5 1,40 1,30 1,05 1,40 430,83 4225,0 675 500 573 500 717 500 610000 799 500 628 500
34,0 1,50 1,40 1,15 1,50 501,10 4910,0 875 500 667000 834500 709500 883 500 731 000
36,0 1,60 1,50 1,20 1,60 586,34 5550,0 888000 754600 943500 801 500 999000 826500
38,5 1,70 1,60 1,30 1,70 646,48 6335,0 1010000 861000 1075000 915000 1 140000 942000
41,0 1,80 1,70 1,40 1,80 732,02 7175,0 1145000 975 500 1215 000 1030000 1290000 1065000
44,0 1,90 1,80 1,50 1,90 822,93 8065,0 1290000 1090000 1 370000 1260000 1450000 1200000
45,5 2,00 1,90 1,50 2,00 892,89 8750,0 - 1400000 1185000 1485 000- '1260000 1 575000 1295000
49,5 2,20 2,10 1,60 2,20 1070,17 10500,0 1675000 1425000 1780000 1 510000 1885000 1 555000
51,0 2,25 2,15 1,65 2,25 1124,01 11000,0 1760000 1490000 1870000 1585000 1980000 1640000
52,0 2,30 2,20 1,70 2,30 1179,18 11 550,0 1845000 1565000 1960000 1665000 2080000 1 715000
54,5 2,40 2,30 1,80 2,40 1293,55 12700,0 2025000 1715000 2155000 1 825000 2280000 1885000
56,0 2,50 2,40 1,90 ' 2,50 1413,28 13 850,0 2215000 1880000 2350000 1995000 2490000 2065000
59,5 2,60 2,50 2,00 2,60 1538,38 15050,0 2410000 2045000 2 560000 2175000 2710000 2240000
64,0 2,80 2,60 2,20 2,80 1759,77 17250,0 2755000 2340000 2930000 2485000 3100000 2465000
68,0 3,00 2,80 2,30 3,00 2004,37 19650,0 3140000 2670000 3 335000 2 835000 3 535000 2925000
2 - Песвианидзе А. В.
Продолжение табл. 1.6
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех проволок, ММ" Ориентиро- вочная масса 1000 м сма- занного каната, кг Маркировочная группа, МПа (кгс/мм2)
каната проволоки 1862(190) 1960(200) 2058(210)
централь- ной первого слоя (внутрен- него) второго слоя (наружного) Разрывное усилие, Н. не менее
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех пройолок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
18 про- волок 108 про- волок 108 про- волок 108 про- волок
6,3 0,28 0,26 0,20 0,28 16,88 165,5 31400 26350 33050 28050 34700 29050 6,7 0,30 0,28 0,22 0,30 19,66 193,0 36600 30700 38300 32700 40450 33850 7,7 0,34 0,32 0,26 0,34 25,85 253,5 48100 40350 50650 41 850 53150 43 550 8,2 0,36 0,34 0,28 0,36 29,28 287,0 54500 45 750 57350 47450 60250 49300 9,1 0,40 0,38 0,30 0,40 -35,72 350,1 66500 55800 70000 57900 73500 60250 *>° °’50 °’45 °’38 °’50 54’16 531’° 100500 82350 Ю6000 86200 111000 90650 3,5 0,60 0,55 0,45 0,60 78,45 769,0 146000 119 500 153 500 124000 161000 130500 14,5 0,65 0,60 0,50 0,65 93,54 917,0 174000 142500 183000 148500 192500 155 500 16,0 0,70 0,65 0,55 0,70 109,98 1080,0 204500 267000 215500 174500 18,5 0,80 0,75 0,60 0,80 141,58 1390,0 263 500 216000 277000 225000 20,0 0,85 0,80 0,65 0,80 161,63 1585,0 300500 246 000 316 500 257000 21,0 0,90 0,85 0,70 ' 0,90 170,40 1670,0 317000 259500 333500 269500 23,0 1,00 0,95 0,75 1,00 223,22 '2190,0 415500 340500 437500 355000 24,5 1,10 1,00 0,80 1,10 258,85 2540,0 481 500 394 500 507000 412000 27,0 1,20 1,10 0,90 1,20 313,85 3075,0 584000 478500 615000 497500 29,5 1,30 1,20 1,00 1,30 374,21 3670,0 696 500 570500 733000 593000 31,5 1,40 1,30 1,05 1,40 430,83 4225,0 .802000 657 500 844 000 686000 34,0 1,50 1,40 1,15 1,50 501,10 4910,0 933000 764500 982000 797500 36-° t00 1,50 1,20 1,60 566,34 5550,0 1 050000 863 500 1 110000 901 500 38,5 1,70 1,60 1,30 1,70 646,48 6335,0 1 200000 980000 1265000 1025000 41,0 1,80 1,70 1,40 1,80 732,02 7175,0 1 360000 1 110000 1 430000 1 160000 44,0 1,90 1,80 1,50 1,90 822,93 8065,0 1 530000 1 250000 1 610000 1 345000
Продолжение
табл. 1.6
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех проволок, мм2 Ориентиро- вочная масса 1000 м сма- занного каната, кг 1862 (190) I960 (200) 2058 (210)
каната прово ЛОКИ Разрывное усилие, Н, не менее
централь- ной первого слоя (внутрен- него) второго слоя (наружного) суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
18 про- волок 108 про- волок 108 про- 1 108 про- волок I волок
45,5 2,00 1,90 1,50
49,5 2,20 2,10 1,60
51,0 2,25 2,15 1,65
52,0 2,30 2,20 1,70
54,5 2,40 2,30 1,80
56,0 2,50 2,40 1,90
59,5 2,60 2,50' 2,00
64,0 2,80 2,60 2,20
68,0 3,00 2,80 2,30
2,00 892,89 8750,0
2,20 1070,17 10 500,0
2,25 1124,01 11000,0
2,30 1179,18 11550,0
2,40 1293,55 12700,0
2,50 1413,28 13 850,0
2,60 1538,38 15050,0
2,80 1759,77 17 250,0
3,00 2004,37 19 650.0
1 660000 1355000 1750000 1420000
1 990000 1625000 2095000 1700000
2090000 1715000 2200000 1785000
2 195000 1795000 2310000 1 875000
2405000 1965000 2 535000 2055000
2630000 2155000 2770000 2245000
2 860 000 2340000 3015000 2445000
3275000 2680000 3445000 2795000
3730000 3055000 3925000 3185000
Продолжение табл. 1.6
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех проволок, мм2 Ориентире- вочная масса 1000 м сма- занного каната, кг Маркировочная группа, МПа (кгс/мм2)
каната проволоки 2156(220) 2254(230) 2352(240)
централь- ной первого слоя (внутрен- него) второго слоя (наружного) Разрывное усилие, Н, не менее
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
18 про- волок 108 про- волок 108 про- волок 108 про- волок
6,3 0,28 0,26 0.20 0,28 16,88 165,5 36 350 30050 38000 31400 39700 32750 6,7 0,30 0,28 0,22 0,30 19,66 193,0 42350 35000 44300 36600 46 200 38150 7,7 0,34 0,32 0,26 0,34 25,85 253,5 55 700 45 250 - 8.2 0,36 0.34 0,28 0,36 29,28 287,0 63100 51250 9,1 0,40 0,38 0,30 0,40 35,72 350,1 77000 62500 11.0 0,50 0,45 0,38 0,50 54,16 531,0 ______ 13,5 0,60 0,55 0,45 0,60 78,45 769,0 14,5 0,65 0,60 0,50 0,65 93,54 917,0 - 16,0 0,70 0,65 0,55 0,70 109,98 1080,0 ______ 18,5 0,80 0,75 0,60 0,80 141,58 1390,0 ______ 20,0 0,85 0,80 0,65 0,80 161,63 1585,0 - 21,0 0,90 0,85 0,70 0,90 170,40 1670,0 ______ 23,0 1,00 0,95 0,75 1,00 223,22 2190,0 - 24,5 1,10 1,00 0,80 1,10 258,85 2540,0 ______ 27,0 1,20 1,10 0,90 1,20 313,85 3075,0 ------ 29,5 1,30 1.20 1,00 1,30 374,21 3670,0 ______ 31,5 1.40 1,30 1,05 1,40 430,83 4225,0 ______ 34,0 1,50 1,40 1,15 1,50 501,10 4910,0 ______ 36,0 1,60 ’1,50 1,20 1,60 566,34 5550,0 ______ 38,5 1,70 1,60 1,30 1,70 646,48 6335,0 ______ 41,0 1,80 1,70 1,40 1,80 732,02 7175,0 ______ .44,0 1,90 1,80 1,50 1,90 822,93 8065.0 ______
Продолжение табл. 1.6
Расчетная площадь сечения всех проволок, мм2 Ориентире- вочная масса 1000 м сма- занного каната, кг Маркировочная группа, МПа (кгс/ммЪ
Диаметр, мм . 2156(220) 2254(230) 2352(240)
каната проволоки Разрывное усилие, Н. не менее
централь- ной первого слоя (внутрен- него) второго слоя (наружного) суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
18 про- волок 108 про- волок 108 про- волок 108 про- волок
45,5 2,00 1,90
49,5 2,20 2,10
51,0 2,25 2,15
52,0 2.30 2,20
54,5 56,0 2,40 2,50 2,30 2,40
59,5 2,60 2,50
64,0 2,80 2,60
68,0 3,00 2,80
1,50 1,60 2.00 892,89 8750,0
2,20 1070,17 10500,0 — • — —
1.65 1,70 1,80 1.90 2,00 2,20 2,30 2,25 1124.01 11 000,0 — — —
2.30 1179,18 И 550.0 —
2,40 1293,55 12700,0 — —
2,50 1413,28 13850,0 —
2,60 1538.38 15050,0 — —
2,80 3,00 1759,77 2004,37 17 250,0 19650,0 - - - - - —
Таблица Г.7. Канаты двойной свивки типа ЛК-РО конструкции б х 36(1 + 7 + 7/7 + 14) + 1 о. с. Сортамент. ГОСТ 7668 80
LYo = 0,097 МПа/м]
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, мм2 Ориенти- ровочная масса смазанно- го каната, кг Маркировочная группа, МПа (кге/мм2)
каната проволоки 1176(120) 1274(130) 1372(140)
цент- ральной первого слоя второго слоя третье- го слоя (наруж- ного) Разрывное усилйе, Н, не менее
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
6 про- волок 42 про- волоки 42 про- волоки 42 про- волоки 84 про- волоки
6,3 0,38 0,28 0,28 0,20 0,36 15,72 155,5 - - ' _ 6,7 0,40 0,30 0,30 0,22 0.38 17,81 176,0 - 7,4 0,45 0,32 0,32 0,24 0.40 20.16 199,0 - - _ _ _ 8,1 0,50 0,36 0,36 0,28 0,45 25,67 253,5 - 9,7 0,60 0,45 0,45 0,34 0,55 38,82 383,5 - 11,5 0,70 0.50 0,50 0.40 0,65 51,96 513,0 - 13,5 0,80 0,60 0,60 0,45 0.75 70,55 696,5 - 15,0 0,90 0,65 0,65 0,50 0,80 82,16 812,0 - 16,5 1,05 0,75 0,75 0,55 0.90 105,73 1045,0 - - - _ _ 18,0 1,10 0,80 0.80 0,60 1,00 125,78 1245,0 - 20,0 1,20 0,90 0,90 0,65 1,10 153,99 1520,0 - - - - 22,0 1,30 1,00 1,00 0.70 1,20 185,10 1830,0 - - _ _ 253500 23,5 1,50 1,05 1,05 0,80 1,30 215,94 2130,0 - - _ _ 296000 25,5 1,60 1,15 1,15 0,85 1,40 252,46 2495,0 - - - - 346000 27,0 1,70 1,20 1,20 0,90 1,50 283,79 2800,0 - - _ _ 189000 29,0 1,80 1,30 1,30 0,95 1,60 325,42 3215,0 - - - - 446000 31,0 1,90 1.40 1,40 1,00 1,70 369,97 3655,0 - - - - 507500 _ 33,0 2,00 3,50 -1,50 _ 1,10 1,80 420,96 4155,0 - 577500 34,5 2,10 1,55 1,55 1,15 1,90 421,07 4550,0 - - - - 632500 36,5. 2,20 1,60 1,60 1,20 2,00 503,09 4965,0 - - - - 690000 39,5 2,40 1,80 1,80 1,30 2,20 615,95 6080,0 - - - - 845000 42,0 2,60 1,90 1,90 1,40 2,30 683,68 6750,0 - - - - 938000 43,0 2,70 1,90 1,90 1,40 2,40 717,18 7120,0 - - - - 983 500 207500 242 500 283500 318 500 366000 416000 473000 518000 565 500 692 500 768 500 806 500
Продолжение табл. 1.7
00
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, мм2 Орненти- ровочная масса смазанно- го каната, кг Маркировочная группа, МПа ( кгс/мм2)
каната проволоки 1176 (120) 1274 (130) 1372 (140)
цент- ральной первого слоя второго слоя третье- го слоя (наруж- ного) Разрывное усилие, Н, не менее
суммар- ное всех • проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
6 про- волок 42 про- волоки 42 про- волоки 42 про- волоки 84 про- волоки
44,5 46,5 50,5 53,5 56,0 2,80 2,90 3,10 3,30 3,40 3,60 2,00 2,10 2,30 2,40 2,50 2,60 2,00 2,10 2,30 2,40 2,50 2,60 1,50 1,50 1,70 1,80 1,90 2,00 2,50 2,60 2,80 3,00 3,10 3,20 787,38 850,76 1006,85 1131,96 1219,89 1314,56 7770,0 8400,0 9940,0 11150,0 12050,0 13000,0 - - 1670000 1365000 1080000 1 165000 1380000 1550000 1670000 1800000 885000 956500 1 130000 1265000 1365000 1470000
<Л < 3’70 2,70 2,70 2,05 3,40 1446,74 14250,0 — 1840000 1505000 1980000 1625 000
47 Л 38П 2*80 2,80 2,10 3,50 1538,92 15200,0 1805000 1475000 1960000 1605000 2110000 1725000
Oj,v Л т 9Л 2’90 2’90 2,15 3,60 1634,03 16 100,0 1920000 1570000 2080000 1700000 2240000 1 830000
де Л 4,10 3’00 з’оо 2,25 3,80 1792,62 17 700,0 2105000 1720000 2280000 1 870000 2455000 2010000
72,0 430 3*20’ 3,20 2,40 4,00 2008,28 19800,0 2360000 1935000 2555000 2095000 2755000 2255000
Продолжение табл. 1.7
Диаметр; мм Расчетная Ориентире- Маркировочная группа, МПа (кгс/мм2)
каната проволоки чения всех проволок, мм2 смазанного каната, кг 1470(150) 1568(160)
цент- ральной первого слоя второго слоя третье- го слоя (наруж- ного)
Разрывное усилие, Н, не менее
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
6 про- волок 42 про- волоки 42 про- 42 про- волоки волоки 84 про- волоки
6,3 0,38 0,28 0,28 0,20 0,36 15,72 155 5 6,7 0,40 0,30 0,30 0,22 0,38 17,81 1760 7,4 0,45 0,32 0,32 0,24 0,40 20,16 199 0 8,1 0,50 0,36 0,36 0,28 0,45 25,67 253,5 9,7 0,60 0,45 0,45 0.34 0,55 38,82 383 5 11,5 0,70 0,50 0,50 0,40 0,65 51,96 513 0 13,5 0,80 0,60 0,60 0,45 0,75 70,55 696,5 15,0 0,90 0,65 0,65 0,50 0,80 82,16 812 0 16,5 1,05 0,75 0,75 0,55 0,90 105,73 1045,0 18,0 1,10 0,80’ 0,80 0,60 1,00 125,78 1245 0 20,0 1,20 0,90 0,90 0,65 1,10 153,99 1520,0 22’° Н2 2’22 J’22 2’70 1,20 185’10 183О’° 272000 222 500 23’5 42 ’°5 2’!2 130 215’94 213О’° 317000 259500 25,5 1,60 1,15 1,15 0,85 1,40 252,46 2495,0 371000 303 500 ла 2 ’Z2 1,20 1,20 9,90 1>5° 283,79 2800,0 417000 341500 20-° 1’22 1,30 1,30 0,95 1,60 325,42 3215,0 478000 392000 313 V22 42 1’с2 l’?2 I’70 369’97 З655’° 543500 445000 333 о’?2 ’« ’« ’9 ’80 420’96 4155’° 618500 507000 343 Z42 42 42 42 1’22 461’07 455О’° 677500 555 500 lo’v ?42 42 42 42 2’22 s03’09 I965’0 739500 606000 22’2 442 1’2° ,8° 1,30 2’20 615,95 (>080,0 905000 742000 423 Z42 42 1’22 ’’40 230 68338 - 675О’° ioosooo 823500 43,0 2,70 1,90 1,90 1,40 2,40 717,18 7120,0 1 050000 863 500 60850 49850 81450 66750 110500 90650 128500 104 500 165500 135 500 197000 161500 241000 197500 290000 237500 338 500 277000 395500 324000 444 500 364500 510000 417500 580000 475000 660000 540500 722 500 592000 788 500 646000 965 500 "791500 1070000 ® 878 500 1 120000 919500
Продолжение табл. 1.7
ё Диаметр, мм Расчетная площадь се- чения всех проволок, мм2 Ориентире- вочная масса смазанного каната, кг Маркировочная гру 1470(150) ппа, МПа (кге/мм2) 1568(160)
каната
Разрывное усилие. Н. не менее
цент- ральной первого слоя второго слоя третье- го слоя (наруж- ного)
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
6 про- 42 про- волоки 42 про- 42 про- волоки волоки 84 про- волоки
445 2 80 2 00 2.00 1.50 2.50 787.38 7ТО.0 1 155000 И» 1 »000 1005000 2’5 2 90 2 10 2 10 1,50 2.60 850,76 8400,0 250000 j 210000 1 575000 1290000 50 5 3 10 2,30 2,30 1,70 2,80 006.85 - 9940,0 480000 12WWU е/с з’зО 240 2,40 1,80 3,00 ^1,96 1790000 1465000 1910000 1 560000 56 0 3 4? 2.50 2 50 1,90 3,10 1219.89 2 050.0 790000 465000 58 5 3 60 2 60 2 60 2.00 3,20 314,56 3000,0 1930000 2265000 1 855ОО0 60 5 ЗЛО 2J0 2,70 2.05 3.40 446.74 4 250,0 2125000 1 /«241ООоо 19 63 0 3 80 2,80 2,80 2,50 3.50 1б7ппО 7 400 000 1960000 2 560000 .2095000 650 3 90 2,90 2.90 2,15 3,60 634,03 6100,0 2400000 22950()0 72 0 4,30 3,20 ЗЛО ЙО 4.00 2008.28 19800,0 2950000 2415000 3 145 000 2 575000
Продолжение табл. 1.7
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, мм2 Орнептн- ровочная масса смазанно- го каната, кг Маркировочная группа, МПа (кге/мм2)
каната проволоки 1666 (170) 1764 (180) 1862 (190)
цент- ральной первого слоя 4. второго слоя третье- го слоя (наруж- ного) Разрывное усилие, Н, не менее
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
6 про- волок -42 про- волоки 42 про- 42 про- волоки волоки 84 про- волоки
6,3 0,38 0,28 0,28 0,20 0,36 15,72 155,5 - - 27 700 22650 29250 23650 6.7 0,40 0,30 0,30 0,22 0,38 17.81 176,0 - - 31400 25700 33150 26800 7,4 0,45 0,32 0,32 0,24 0,40 20,16 199,0 - - 35550 29100 37500 30350 8,1 0,50 0,36 0,36 0,28 0,45 25,67 253,5 - - 45250 37050 47750 38,650 9,7 0,60 0,45 0,45 0,34 0,55 38,82 383,5 64650 53000 68450 56100 72250 58 500 11,5 0,70 0,50 0,50 0,40 0,65 51,96 513,0 86550 70950 91650 75 100 96700 78 300 13,5 0,80 0,60 0,60 0,45 0,75 70,55 696,5 117 500 96300 124000 101500 131000 106000 15,0 0.90 0,65 0,65 0,50 0,80 82,16 812,0 136500 *111 500 144500 116500 152000 122500 16,5 1,05 0,75 0,75 0,55 0,90 105,73 1045,0 176000 144000 186500 150000 196500 157500 18,0 1,10 0,80 0,80 0,60 1,00 125,78 1245,0 209 500 171 500 221500, 175 500 234000 186 500 20.0 1,20 0.90 0,90 0,65 1.10 153,99 1520,0 253000 210000 271 500 215000 286500 229000 22,0 1.30 1,00 1,00 0,70 1,20 185,10 1830,0 308000 252 500 326500 258 500 344500 275000 23,5 1,50 1,05 1,05 0,80 1,30 215,94 2130,0 359500 294000 380500 304000 402000 321000 25,5 1,60 1,15 1,15 0,85 1,40 252,46 2495.0 420500 344000 445000 352500 470000 375500 27,0 1,70 1,20 1,20 0,90 1,50 283,79 2800,0 472500 387500 500500 396500 528000 422000 29,0 1,80 1,30 1,30 0,95 1,60 325,42 3215,0 542000 444000 574000 454500 605 500 484000 31,0 1,90 1,40 1,40 1,00 1,70 369,97 3655,0 616000 505000 652500 517000 688500 550500 33,0 2,00 1,50 1,50 1,10 1,80 420,96 4155,0 701000 574500 742500 588000 783 500 626500 34,5 2,10 1,55 1,55 1,15 1,90 461,07 4550,0 768000 629500 813000 644 500 858500 686000 36,5 2,20 1,60 1,60 1,20 2.00 503,09 4965,0 838000 686 500 887000 703 500 936 500 748 500 39,5 2,40 1,80 1,80 1,30 2,20 615,95 6080,0 1025000 841000 1085000 861000 1 145000 917000 42,0 2,60 1,90 1,90 1,40 2,30 683,68 6750.0 1 135 000 933 500 1 205000 955 500 1 270000 1 010000 43,0 2,70 1,90 1,90 1,40 2,40 717,18 7120,0 1 190000 976000 1 265000 1 005000 1 335000 1 060000
Продолжение табл. 1.7
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, мм2 Орненти- ровочная масса смазанно- го каната, кг Маркировочная группа, МПа ( кгс/мм2)
каната проволоки 1666 (170) 1764 (180) 1862(190)
цент- ральной первого слоя второго слоя третье- го слоя (наруж- ного) Разрывное усилие, н, не менее
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом 'суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
6 про- волок 42 про- волоки 42 про- волоки 42 про- волоки 84 про- волоки
... w 7 00 150 2 50 787 38 7770,0 1 310000 1065000 1385000 1095000 1465000 165000 И'с л on ?’?0 ?’?0 1 50 2 60 850 76 8400,0 1 415000 1-160000 1 500 000 1 180000 1 580000 1 260000 <n’< I’m 7’30 230 1 70 2 80 100685 Ж 1675 000 1 370 000 1775000 1 400 000 1 870000 490000 53 5 330 240 240 1*80 1’00 1131’,96 11 150,0 1 885000 1 540000 1 995000 1 570000 2105000 1 680000 56 0 3 40 2 50 2 50 1 90 3 10 1219 89 12050 0 2 030000 1 640000 2150000 715000 7 6П 7 60 2 60 2 00 3 20 1314,56 13000,0 2190000 1730000 2315000 1790000 60 5 3 70 2 70 2 70 2 05 3,40 1446,74 14 250,0 2 410000 1 915000 2 550000 1 970000 630 3 80 2 80 2 80 2 10 3 50 1538 92 15200 0 2 560000 2 020000 2 710000 2 085000 - 65 0 3 90 2 90 2 90 2 15 3,60 1634,03 16100,0 2 720000 2175000 2 880000 2 210000 68 0 4 10 3 00 3 00 2 25 3 80 1792 62 17770 0 2985000 2385000 3160000 2430000 - 720 430 320 320 Йо 400 2008 28 19800,0 3345000 2670000 3540000 2715000
-- - Т Т - ’ -JW- • Продолжени е табл. 1.7
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, Ориенти- ровочная масса смазанно- го каната, Маркировочная группа, МПа (кгс/мм2)
каната фОВОЛОКИ 1960(200) 2058(210) 2156(220)
цент- первого второго слоя третье- Разрывное усилие, Н. не иенее
ральнои слоя го слоя мм2
(наруж- суммар- каната в суммар- каната в суммар- каната в
ного) ное всех целом ное всех целом ное всех целом
6 про- 42 про- 42 про- 42 про- 84 про- проволок в канате проволок в канате проволок в канате
волок волоки ВОЛОКИ ВОЛОКИ ВОЛОКИ
6,3 0,38 0,28 0,28 0,20 0,36 15,72 155,5 30800 24400 32 350 25 300 33850 26200
6,7 0,40 0,30 0,30 0,22 0,38 17,81 176,0 34900 27 600 36650 28 700 38 350 29700
7,4 0,45 0,32 0,32 0,24 0,40 20,16 199,0 39 500 31550 41450 32550 43450 33 600
8,1 0,50 0,36 0,36 0,28 0,45 25,67 253,5 50300 39 850 52800 41400 55 300 42 850
9,7 0,60 0,45 0,45 0,34 0,55 38,82 383,5 76050 60300 79850 62 550
11,5 0,70 0,50 0,50 0,40 0,65 51,96 513,0 101 500 80700 10650 83 650
13,5 0,80 0,60 0,60 0,45 0,75 70,55 • 696,5 138000 109000 ...
15,0 0,90 0,65 0,65 0,50 0,80 82,16 812,0 161000 128 000
16,5 1,05 0,75 0,75 0,55 0,90 105,73 1045,0 207000 165000 —
18,0 1,10 0,80 0,80 0,60 1,00 125,78 1245,0 146 500 190500
20,0 1,20 0,90 0,90 0,65 1,10 153,99 1520,0 301 500 233 500
22,0 1,30 1,00 1,00 0,70 1,20 185,10 1830,0 362 500 280500 — —
23,5 1,50 1,05 1,05 1,80 1,30 215,94 2130,0 423 000 338 000 —
25,5 1,60 1,15 1,15 0,85 1,40 252,46 2495,0 404500 383000
27,0 1,70 1,20 1,20 0,90 1,50 283,79 2800,0 556000 430500
29,0 1,80 1,30 1,30 0,95 1,60 325,42 3215,0 637 500 493 500
31,0 1,90 1,40 1,40 1,00 1,70 369,97 3655,0 725000 561 500
33,0 2,00 1,50 1,50 1,10 1,80 420,96 4155,0 825 000 638500
34,5 2,10 1,55 1,55 1,15 1,90 461,07 4550,0 903 500 700000
36,5 2,20 1,60 1,60 1,20 2,00 503,09 4965,0 986000 764000
39,5 2,40 1,80 1,80 1,30 2,20 615,95 6080,0 1205 000 935000 —
«ь. 42,0 2,60 1,90 1,90 1,40 2,30 683,68 6750,0* 1 340000 1030000
43,0 2,70 1,90 1,90 1,40 2,40 717,18 7120,0 1405000 1080000 —
.ь. 44,5. 2,80 2,00 2,00 1,50 2,50 787,38 7770,0 1540000 1 185000 - - -
Продолжение табл. 1.7
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, мм2 Ориенти- ровочная масса смазанно- го каната, кг Маркировочная группа, МПа (кгс/мм2)
каната проволоки 1960(200) 2058(210) 2156(220)
цент- ральной первого слоя второго слоя третье- го слоя (наруж- ного) Разрывное усилие, Н, не менее
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
6 про- волок 42 про- волоки 42 про- волоки 42 про- волоки 84 про- волоки
46,5 2,90 2,10 2,10 1,50 2,60 850,76 8400,0 1665000 1280000 г 50,5 3,10 2,30 2,30 1,70 2,80 1006,85 9940,0 1970000 1510000 _ _ - - 53,5 3,30 2,40 2,40 1,80 3,00 1131,96 11 150,0 2215000 1705000 - 56,0 3,40 2,50 2,50 1,90 3,10 1219,89 12050,0 ------ 58,5 3,60 2,60 2,60 2,00 3,20 1314,56 13000,0 ------ 60,5 3,70 2,70 2,70 2,05 3,40 1446,74 14250,0 ------ 63,0 3,80 2,80 2,80 2,10 3,50 1538,92 15 200,0 ------ 65,0 3,90 2,90 2,90 2,15 3,60 1634,03 16100,0 - - - - 68,0 4,10 3,00 3,00 2,25 3,80 1792,62 17 700,0 ------ 72,0 4,30 3,20 3,20 2,40 4,00 2008,28 19800,0 ------
Таблица 1.8. Канаты двойной свивки типа ЛК-РО конструкции 6 х 36(1 + 7 + 7/7 + 14) + 7 х 7(1 + 6). Сортамент. ГОСТ
7669-80 Еу0 = 0.0894 МПа/м]
Диаметр, мм Расчетная площадь се- чения всех проволок, мм2 Ориентире- вочная мае- са 1000 м смазанного каната, кг Маркировочная группа, МПа (кгс/мм2)
каната проволоки сердечника проволоки в пряди 1176(120) 1274(130)
Разрывное усилие, Н. не менее
цент- раль- ной в слое цент- раль- ной первого слоя второго слоя третьего слоя (на- ружного)
суммар- ное всех проволок в канате каната в пелом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
7 про- волок 42 про- волоки 16 про- волок 42 про- волоки 42 про- 42 про- волоки волоки 84 про- волоки
5,9 0,24 0,22 0,36 0,26 0,26 0,20 0,34 15,93 145,0 - _ _ _ 6,4 0,26 0,24 0,40 0,30 0,30 0,22 0,38 20,08 183,0 - _ _ _ 7,2 0,30 0,28 0,45 0,32 0,32 0,24 0,40 23,25 212,0 - _ _ _ 8,6 0,36 0,34 0,55 0,40 0,40 0,30 0,50 35,98 328,0 - _ _ _ 10,5 0,45 0,40 0,65 0,50 0,50 0,36 0,60 52,90 482,0 - _ _ _ 13,0 0,55 0,50 0,80 0.60 0,60 0,45 0,75 80,46 733,0 - - - - 14,5 0,65 0,60 0,80 0.65 0,65 0,50 0,80 96,36 906,0 - _ _ _ 16,0 0,70 0,65 1,00 0,75 0,75 0,55 0,90 121,87 1145,0 - _ _ _ 17,5 0,75 0,70 1,10 0,80 0,80 0,60 1,00 145,03 1360,0 - - - 19,5 0,85 0,80 1,20 0,90 0,90 0,65 1,10 179,07 1630,0 - 21,0 . 0,90 0,85 1,30 1,00 1,00 0,70 1,20 213.39 1950,0 - 23,0 1,00 0,95 1,50 1,05 1,05 0,80 1,30 251,21 2290,0 - - - - 25,0 1,10 1,00 1,60 1,15 1,15 0,85 1,40 292,10 2660,0 - _ _ _ 26,5 ' 1,15 1,05 1,70 1.20 1,20 0,90 1,50 327,43 2975,0 28,0 1,20 1,10 1,80 1,30 1,30 0,95 1,60 373,25 3395,0 - - - - 30,0 1,30 1,20 1,90 1,40 1,40 1,00 1,70 426,76 3890,0 - _ _ _ 32,5 1,40 1,30 2,00 1,50 1,50 1,10 1,80 487,48 4445,0 - - _ _ 35,5 1,50 1,40 2,20 1,60 1,60 1,20 2,00 580,11 5290,0 - _ _ _ 36,5 1,60 1,50 2,30 1.70 1,70 1,25 2,10 ' 646,37 5895.0 - - _ _ 39,0 1,70 1,60 2,40 1,80 1.80 1,30 2,20 716,29 6530.0 - - _ _ 41,0 1,80 1,70 2,60 1,90 1,90 1,40 2,30 796,83 7265,0 - 42,0 1,90 1,80 2,70 1,90 1,90 1,40 2,40 843,90 7965,0 - 45,5 2,00 1,90 2,90 2,10 2,10 1,50 2,60 991,84 9045,0 - - -
Продолжение табл. 1.8
Диаметр, мм Расчетная площадь сс- чения всех проволок, мм2 Ориентире- вочная мае- са 1000 м смазанного каната, кг Маркировочная группа, МПа (кге/мм2)
каната проволоки сердечника проволоки в пряди 1176(120) 1274(130)
Разрывное усилие, Н, не менее
цент- раль- ной в слое цент- раль- ной первого слоя второго слоя третьего слоя (на- ружного)
суммар- ное всех проволок в канате Маната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
7 про- волок 42 про- волоки 16 про- волок 42 про- волоки 42 про- волоки 42 про- волоки 84 про- волоки
49,0 2,10 2,00 3,10 2,30 2,30 1,70 2,80 1163,04 10600,0 — — — -
52,0 2,20 2,10 3,30 2,40 2,40 1,80 3,00 1304,05 11 850,0 — — — —
57,0 2,40 2,30 3,60 2,60 2,60 2,00 3,20 1520,73 13900,0 — — 1935000 1 545000
60,5 2,50 2.40 3,70 2,70 2,70 2,05 3,40 1671,10 15240,0 ' — — 2125000 1 700000
61,5 2,60 2,50 3,80 2,80 2,80 2,10 3,50 1782,25 16250,0 2095000 1670000 2270000 1 810000
64,0 2,70 2,50 3,90 2,90 2,90 2,15 3,60 1880,27 17 148,0 2210000 1 760000 2 395 000 1910000
68,0 2,80 2,60 4,10 3,00 3,00 2,25 3,80 2058,71 18 775,0 2420000 1935000 2620000 2095000
72,0 3,00 2,80 4,30 3,20 3,20 2,40 4,00 2316,38 21 125,0 2720000 2175000 2950000 2355000
ИЯ
и»Н***^
•Продолжение-табл. 1.8
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, мм2 Ориенти- ровочная масса 1000 м смазанно- го кана- та, кг Маркировочная группа, МПа (кге/мм2)
кана- та проволоки сердечника проволоки в пряди 1372(140) 1470(150) 1568(16.0)
Разрывное усилие, Н, не менее
цент- раль- ной в слое цент- раль- ной перво- го слоя второго слоя треть- его слоя (на- руж- ного)
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
7 про- во- лок 42 про- во- локи 6 про- во- лок 42 про- воло- ки 42 про- воло- ки 42 про- воло- ки 84 про- воло- ки
5,9 0.24 0,22 0,36 0,26 0,26 0,20 0,34 15,93 145,0 — — — — —
6,4 0,26 0,24 0,40 0,30 0,30 0,22 0,38 20,08 183,0 — — — — — —
7.2 0,30 0,28 0,45 0,32 0,32 0,24 0,40 23,25 212,0 — — — — — —
8.6 0,36 0,34 0,55 0,40 0,40 0,30 0,50 35,98 328,0 — — — — 56400 449 500
10,5 0,45 0,40 0,65 0,50 0,50 0,36 0,60 52,90 482,0 — — — — 82900 661 500
13,0 0,55 0,50 0,80 0,60 0,60 0,45 0.75 80,46 733,0 — — - — 126000 100000
14.5 0,65 0;60 0,80 0,65 0,65 0,50 0,80 96,36 906,0 — — — — 151000 120500
16.0 0,70 0,65 1.00 0,75 0,75 0,55 0,90 121,87 1145,0 — — — — 191000 152000
17,5 0,75 0,70 1,10 0,80 0,80 0,60 1,00 145,03 1360,0 — — — — 227000 181500
19,5 0,85 0,80 1,20 0,90 0,90 0,65 1,10 179,07 1630,0 — — — — 280500 224000
21,0 0,90 0,85 1,30 1,00 1,00 0,70 1,20 213,39 1950,0 292500 233 500 313 500 250 500 334500 267 500
23,0 1,00 0,95 1,50 1,05 1.05 0.80 1,30 251,21 2290,0 344500 275000 369000 294 500 393 500 315000
25,0 1,10 1,00 1,60 1.15 1,15 0,85 1,40 292,10 2660,0 400 500 320000 429000 343000 458000 366000
26,5 1,15 1,05 1,70 1,20 1,20 0,90 1.50 327.43 2975,0 449000 358 500 481000 384 500 513000 410000
28,0 1,20 1,10 1.80 1,30 1.30 0.95 1,60 373,25 3395,0 512000 408 500 548 500 438 500 585000 467000
30,0 1,30 1,20 1,90 1,40 1,40 1,00 1,70 426.76 3890,0 585 500 467 500 627000 501 500 669000 535000
32,5 1,40 1,30 2,00 1,50 1,50 1,10 1,80 487,48 4445,0 668 500 534500 716500 572 500 764000 611000
35,5 1,50 1,40 2,20 1,60 1,60 1,20 2,00 580,11 5290,0 795 500 636500 852500 682000 909 500 727 500
36,5 1,60 1,50 2,30 1,70 1,70 1,25 2,10 646,37 5895,0 886500 709000 950000 759500 1 010000 810000
00
Продолжение табл. 1.8
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, мм2 Ориенти- ровочная масса 1000 м смазанно- го кана- та, кг Маркировочная группа, МПа (кгс/мм2)
кана- та проволоки сердечника проволоки в пряди 1372(140) 1470(150) 1568(160) .
Разрывное усилие, Н, не менее
цент- раль- ной в слое цент- раль- ной перво- го слоя второго слоя треть- его слоя (на- руж- ного)
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
7 про- во- лок 42 про- во- локи 6 про- во- лок 42 про- воло- ки 42 про- воло- ки 42 про- воло- ки 84 про- воло- ки
39,0 1,70 1,60 2,40 1,80 1,80 1,30 2,20 716,29 6530,0 982 500 785 500 1050000 842000 1 120000 898 000
41,0 1,80 1,70 2,60 1,90 1,90 1,40 2,30 796,83 7265,0 1090000 874000 1 170000 936500 1245000 994 500
42,0 1,90 1,80 2,70 1,90 1,90 1,40 2,40 843,80 7665,0 1 155000 925 000 1240000 989500 1 320000 1050000
45,5 2,00 1,90 2,90 2,10 2,10 1,50 2,60 991,84 9045,0 1 360000 1080000 1455000 1 160000 1 555 000 1235000
49,0 2,10 2,00 3,10 2,30 2,30 1,70 2,80 1163,04 10600,0 1595000 1270000 1 705000 1 360000 1 820000 1455000
52,0 2,20 2,10 3,30 2,40 2,40 1,80 3,00 1304,05 11850,0 1785000 1430000 1915000 1 525000 2040000 1 625000
57,0 2,40 2,30 3.60 2,60 2,60 2,00 3,20 1520,73 13 900,0 2085000 1665 000 2235000 1 780000 2380000 1905000
60,5 2,50 2,40 3,70 2,70 2,70 2,05 3,40 1671,10 15 240,0 2290000 1825 000 2455 000 1960000 2620000 2090000
61,5 2,60 2,50 3,80 2,80 2,80 2,10 3,50 1782,25 16250,0 2445000 1955 000 2615000 2090000 2 790000 2230000
64,0 2,70 2,50 3,90 2,90 2,90 2,15 3,60 1880,27 17148,0 2 575000 2055 000 2 760000 2205000 2945000 2350000
68,0 2,80 2,60 4,00 3,00 3,00 2,25 3,80 2058,71 18 775,0 2820000 2250000 3025 000 2415000 3 225000 2 575 000
72,0 3,00 2,80 4,30 3,20 3,20 2,40 4,00 2316,38 21 125,0 3175000 2 530000 3405000 2715000 3 630000 2900000
Продолжение табл. 1.8
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, мм2 Ориенти- ровочная масса 1000 м смазанно- го кана- та, кг Маркировочная группа, МПа (кгс/мм2)
кана- та проволоки сердечника проволоки в пряди 1666(170) 1764(180) 1862(190)
Разрывное усилие, Н, не менее
цент- раль- ной в слое цент- раль- ной перво- го слоя второго слоя треть- его слоя (на- руж- ного)
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
7 про- во- лок 42 про- во- локи 6 про- во- лок 42 про- воло- ки 42 про- воло- ки 42 про- воло- ки 84 про- воло- ки
5,9 0,24 0,22 0,36 0,26 0,26 0.20 0,34 15,93 145,0 - 28100 21600 29650 22900 6,4 0,26 0,24 0,40 0,30 0,30 0,22 0,38 20,08 183,0 - - 35400 27150 37 350 28 950 7,2 0,30 0,28 0,45 0,32 0,32 0,24 0,40 23,25 212,0 - - 41000 31550 43 250 33 500 8,6 0,36 0,34 0,55 0,40 0,40 0,30 0,50 35,98 328,0 59 900 47900 63 450 48 850 66950 51300 10,5 0,45 0,40 0,65 0,50 0,50 0,36 0,60 52,90 482,0 88100 70450 93300 71800 98450 75800 13,0 0,55 0,50 0,80 0,60 0,60 0,45 0,75 80,46 733,0 134000 106500 141 500 108500 149500 115 500 14,5 0,65 0,60 0,80 0,65 0,65 0,50 0,80 96,36 906,0 160500 128 000 169 500 130000 179000 138 500 16,0 0,70 0,65 1,00 0,75 0,75 0,55 0,90 121,87 1145,0 203000 162000 214500 165000 226500 175000 17,5 0,75 0,70 1,10 0,80 0,80 0,60 1,00 145,03 1360,0 214500 193000 255500 196000 270000 209000 19,5 0,85 0,80 1,20 0,90 0,90 0,65 1,10 179,07 1630,0 298 000 238 500 315 500 242 500 333 000 258 000 21,0 0,90 0,85 1,30 1,00 1,00 0,70 1,20 213,39 1950,0 355500 284 000 376000 289500 397000 307000 23,0 1,00 0,95 1,50 1,05 1,05 0,80 1,30 251,21 2290,0 418500 334 500 443000 341000 467500 362000 ‘25,0 1,10 1,00 1,60 1,15 1,15 0,85 1,40 292,10 2660,0 486500 389000 515000 396000 543 500 417500 26,6 1,15 1,05 1,70 1,20 1,20 0,90 1,50 327,43 2975,0 545000 436000 577 500 444000 609 500 472 000 28,0 1,20 1,10 1,80 1,30 1,30 0,95 1,60 373,25 3395,0 621 500 497000 658000 506500 694500 538000 30,0 1,30 1,30 1,90 1,40 1,40 1,00 1,70 426,76 3890,0 710500 568000 752 500 579000 794500 615 000 32,5 1,40 1,30 2,00 1,50 1,50 1,10 1,80 487,48 4445,0 812000 649000 859500 661 500 907 500 703 000 35,5 1,50 1,40 2,20 1,60 1,60 1,20 2,00 580,11 5290,0 966000 772500 1020000 787 500 1080000 835000 36;5 1,60 1,50 2,30 1,70 1,70 1,25 2,10 646,37 5895,0 1 075000 861000 1140000 877500 1 200000 930000
Продолжение табл. 1.8
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, мм2 Орненти- ровочная масса 1000 м смазанно- го капа- та, кг Маркировочная группа, МПа (кгс/мм2)
кана- та проволоки сердечника проволоки в пряди 1666 (170) 1764 (180) 1862(190)
Разрывное усилие, Н, не менее
цент- раль- ной в слое цент- раль- ной перво- го слоя второго слоя треть- его слоя (на- руж- ного)
суммар- ное, всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
7 про- во- лок 42 про- во- локи 6 про- во- лок 42 про- воло- ки 42 про- воло- ки 42 про- воло- ки 84 про- воло- ки
39,0 1,70 1,60 2,40 1,80 1,80 1,30 2,20 716,29 6530,0 1 190000 954 500 1260000 972500 1330000 1025000
41,0 1,80 1,70 2,60 1,90 1,90 1,40 2,30 796,83 7265,0 1325 000 1055000 1405000 1075 000 1480000 1 145 000
42,0 1,90 1,80 2,70 1,90 1,90 1,40 2,40 843,90 7965,0 1405 000 1 115000 1485000 1 140000 1570000 1.215000
45,5 2,00 1,90 2,90 2,10 2,10 1,50 2,60 991,84 9045,0 1650000 1315 000 1 745000 1340000 1845000 1425 000
49,0 2,10 2,00 3,10 2,30 2,30 1,70 2,80 1163,04 10600,0 1935000 1545000 2050000 1 575 000 2165000 1640000
52,0 2,20 2,10 3,30 2,40 2,40 1,80 3,00 1304,05 11850,0 2170000 1 730000 2 300000 1765000 2425 000 1840000
57,0 2,40 2,30 3.60 2,60 2,60 2,00 3.20 1-520,73 13900,0 2 530000 1950000 2650000 2000000
60,5 2,50 2.40 3,70 2,70 2,70 2,05 3.40 1671,10 15240,0 2 780000 2140000 2 945000 2805 000 —
61,5 2.60 2.50 3,80 2,80 2,80 2,10 3,50 1782,25 16250,0 2965 000 2280000 3140000 2350000
64.0 2,70 2,50 3,90 2,90 2,90 2,15 3,60 1880,27 17148.0 3130000 2435000 3315000 2530000
68,0 2,80 2,60 4,10 3,00 3,00 2,25 3,80 2058,71 18 775,0 3425 000 2665000 3630000 2775 000
72,0 3,00 2,80 4,30 3,20 3,20 2,40 4,00 2316,38 21 125,0 3 855000 3000 000 4085000 3125000 — —
Продолжение табл. 1.8
Диаметр, мм Расчетная площадь сечения всех про- волок, мм2 Ориенти- ровочная масса 1000 м смазанно- го кана- та, кг Маркировочная группа, МПа (кгс/мм2)
кана- та проволоки сердечника проволоки в пряди 1960(200) 2058(210) 2156(220)
Разрывное усилие, Н, не менее
цент- раль- ной в слое цент- раль- ной перво- го слоя второго слоя треть- его слоя (на- руж- ного)
суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом суммар- ное всех проволок в канате каната в целом
7 про- во- . лок 42 про- во- локи 6 про- во- лок 42 про- воло- ки 42 про- воло- ки 42 про- воло- ки 84 про- воло- ки
5,9 0,24 0,22 0,36 0,26 0,26 0,20 0,34 15,93 145,0 31200 23350 32750 24 500 34300 25 700 6,4 0,26 0,24 0,40 0,30 0,30 0,22 0,38 20,08 183,0 39350 29450 41300 30950 43250 32400 7,2 0,30 0,28 0,45 0,32 0,32 0,24 0,40 23,25 212,0 45 550 34150 47 800 38 580 50100 37 550 8,6 0,36 0,34 0,55 0,40 0,40 0,30 0,50 35,9'8 328,0 70500 52750 74000 55 500 10,5 0,45 0,40 0,65 0,50 0,50 0,36 0,60 52.90 482,0 103 500 77400 108 500 8155 13,0 0,55 0,50 0,80 0,60 0,60 0,45 0,75 80,46 733,0 157 500 118 500 - . - 14,5 0,65 0,60 0,80 0,65 0,65 0,50 0,80 96,36 906,0 188 500 141500 - 16,0 0,70 0,65 1,00 0,75 0,65 0,55 0,90 121,87 1145,0 238500 178500 - 17,5 0,75 0.70 1,10 0.80 0,80 0.60 1,00 145,03 1360,0 284000 213000 - 19,5 0,85 0,80 1,20 0,90 0,90 0.65 1.10 179,07 1630,0 350500 263000 - - - - 21,0 0,90 0,85 1,30 1,00 1,00 0,70 1.20 213,39 1950,0 418000 313 500 - 23,0 1,00 0.95 1,50 Г,05 1,05 0.80 1,30 251,21 2290,0 492000 368 500 25,0 1.10 1.00 1,60 1,15 1,15 0.85 1,40 292,10 2660,0 572 500 429000 - - - - 26,5 1,15 1,05 1,70 1,20 1,20 0,90 1.50 327.43 2975,0 641 500 ‘ 480500 - 28,0 1,20 1,10 1,80 1,30 1,30 0,95 1,60 373,25 3395,0 731 500 547 500 _ _ _ 30,0 1,30 1,30 1,90 1,40 1,40 1,00 1,70 426,76 3890,0 836000 627000 - - - 32,5 1,40 1,30 2,00 1,50 1,50 1,10 1,80 487,48 4445,0 955000 716000 - - - - 35,5 1,50 1,40 2,20 1,60 1,60 1,20 2.00 580,11 5290,0 1135000 852500 - 36,5 1,60 1,50 2,30 1.70 1,70 1,25 2,10 646,37 5895,0 1 265000 950000 -
Продолжение табл. 1.8
Разрывное усилие, Н, не менее KdHdlл в целом
суммар- ное всех проволок в канате
целом
1 Ьй tu о о (“ о Ч ГО « о в > в
каната в целом
1 су шмар ное всех проволок в канате
5
Е
2
а
S
1
§§§§§§
888888
с с о о о о
S
S
проволоки в пряди 1 рс 1 в- его слоя (на- руж- ного) 84 про- воло- ки
к о 5 о а о со 42 про- воло- ки
42 про- воло- ки
О К и о о |и5 42 про- воло- ки
1 1 5 ° го а- J Р- 6 про- во- лок
। проволоки сердечника в слое 42 про- во- локи
I цент- раль- ной 7 про- во- лок
кана- та
64,0 2,70 2,50 3,90 2,90 2,90 2,15" 3,60 1880,27 17148,0
68,0 2,80 2,60 4,00 3,00 3,00 2,25 3,80 2058,71 18 775,0
72,0 3,00 2,80 4,30 3,20 3,20 2,40 4,40 2316,38 21 125,0
52
Таблица 1.9. Канаты стальные закрытые подъемные. Сортамент. ГОСТ 10506-76
[у0 = 0,0854 МПа/м]
Диаметр каната, мм Площадь попе- речного сечения всех проволок в канате, мм* Расчетная мас- са 1 м смазочно- го каната, кг/м Маркировочная группа по временному со- противлению разрыву, МПа
/1400 1500 1600
Расчетное суммарное разрывное усилие всех проволок в канате не менее, кН
20 269 2,34 376,5 403 430 22 320,2 2,79 448 480 512 25 419 3,65 586 628 670 27 487 4,24 681 730 778,5 »-30 579 5,08 817 t875,5 934 33 698 6,08 976,5 1045 1125 36 863 L52 1205 1295 1380 38 963 8J8 .1345. 1440- 154CL "40 1Q34L 9,02' ,.1450 1550 J655- i43 1165, 10,14,1 41630? 1745 1860 46 1393' “'TZTT 1950 2085 2225 50 1627 14,17 2275 2440 2600
где бразр-суммарное разрывное усилие всех проволок в канате по
каталогу, Н.
При наличии тяжелого хвостового каната формулы (1.50) и (1.55)
имеют вид:
тх
(1.56)
— - И0
zy0
. (1.57)
(т0 +mKBH+mKhBep)g
В формулах (1.53), (1.57) величина Лпср слишком мала и ею можно
пренебречь и принять Лпер = 0.
Величину (m„ — mJ в формуле (1.56) получают на основании
соответствующего расчета; практически она может составлять
х 1,5-2 кг.
Для уравновешивания подъемных усилий, хвостовой канат всегда
может дать положительный эффект (уменьшается мощность двигателя
и расход энергии из сети и увеличивается КПД подъемной установки),
однако с технической и экономической точек зрения применение
хвостового каната не всегда целесообразно-вызывает утяжеление
системы, удорожает машину, лишает возможности перестановки бара-
банов в случае подъема с нескольких горизонтов и пр., поэтому,
применение хвостового каната следует обосновать технико-экономи-
ческим расчетом.
Существует технический предел, при достижении которого примене-
ние хвостового каната является необходимым. Такой предел наступает,
53
когда масса каната опускающейся ветви равна массе полезного груза
(тжЯ=С).
Для установления степени уравновешивания системы существует
коэффициент статической неуравновешенности
KQ
(1.58)
где К-коэффициент шахтных сопротивлений (для клетевых подъемов
К = 1,2; для скиповых-К = 1,15).
Как видно из формулы (1.58), технический предел неуравновешен-
ности системы наступает при А = 0,83-0,87. Однако, уравновешивание
системы целесообразно применить раньше, при достижении
0,6. Согласно ОНТП 5-86, уравновешивающие канаты при одно-
канатном подъеме следует использовать при глубинах более 550 м.
Для уравновешивания одноканатного подъема следует применять
один уравновешивающий канат. В качестве уравновешивающих пред-
почтительно применять круглые малокрутящиеся канаты, например по
ГОСТ 3088-80, с маркировочной группой прочности не ниже 1372 МПа.
Если шахтные условия не позволяют использовать вертлюги для
круглых уравновешивающих канатов (абразивная пыль), следует приме-
нять плоские канаты или плоские резинотросовые ленты.
Обычно неуравновешенная система для клетевого подъема практи-
чески используется до глубины 400 м, а для скипового подъема-
до 600 м.
При возрастании высоты подъема собственный вес каната становит-
ся значительным, что ограничивает вес концевого груза или высоту
подъема. Для увеличения предела применяемости канатов при глубоких
шахтах МакНИИ рекомендует выбирать подъемные канаты на глубину
>600 м с некоторым уменьшением коэффициента запаса прочности по
формуле
__ С?разр
О ~
тод
(1.59)
Шкала запасов прочности, соответствующая условию (1.59) при-
ведена далее.
Расчет канатов для многоканатных подъемных установок.
Устанавливают тип каната и определяют минимальное значение сум-
марной массы 1 м подъемных канатов из условия максимального
использования их грузоподъемности
= (1.60)
где число подъемных канатов.
Для многоканатных (МК) машин отечественного производства
принимается и, = 2; 4; 6; 8. Практически больше всего распространено
пк = 4; определяем необходимую массу 1 м подъемного каната и из
54
каталога выбираем канат по ближайшему большему значению. МК
подъемная установка статически всегда уравновешена с помощью
хвостовых канатов, число которых может быть 2; 3 или 4. Суммарная
масса 1 м всех уравновешивающих канатов должна быть равна суммар-
ной массе 1 м всех подъемных канатов или близка к ней.
Допуская число хвостовых канатов равным ихв, из условия
ихтх = ихвтхв определяем массу 1 м хвостового каната и из каталога
выбираем, соответствующей данной массе, канат.
Проверяем выбранные канаты на удовлетворение норм коэффициен-
та запаса прочности и условие нескольжения каната.
Фактические значения запасов прочности:
отношение суммарного разрывного усилия всех проволок каната
ж весу концевого груза без учета веса каната
значения минимального запаса прочности в канате с учетом веса
канатов:
при легких (ихвшхв < ихтх), а также равновесных (пхвт№ = пхтх)
хвостовых канатах
7 - ___________^кСразр___________. (1.62)
т‘"Ф [т0 + пхтх(Н + 10) + ихвтхв -15]’
при тяжелых хвостовых канатах > ихш,)
2______________________бразр________________
т1Пф " [™о + + 15) + и,тх-10]д’
(1.63)
где 10 и 15-длины отвесов подъемных канатов соответственно в копре
и хвостовых канатов в зумпфе.
Фактическое значение коэффициента статических натяжений канатов
(отношение статических натяжений груженого и порожнего ветвей,
канатов):
при двухскиповом подъеме с легкими (ивхшвх < пхтх), а также
равновесными (ихвтхв = ихтх) хвостовыми канатами
к _mc + Q + п,т,(Н + 10) +
стф тс + ихвтхв(7/ + 15) + ихтх-10
при двухскиповом подъеме с тяжелыми (ихвтхв > ихтх) хвостовыми
канатами
тс + е + и„тхв(Я + 15) + ихтх-10
Стф тс + пхтх(Н + 10) + ихвтхв 15
при односкиповом подъеме с противовесом и легкими (ихвмхв <
с ихотх), а также равновесными («хвшхв = ихпгх) хвостовыми канатами
= тс + 6 + ихтх(Я + 10) + ихвтхв-15
СТФ тпр + ихвтхв(Я+15) + ихтх10 (
55
Таблица 1.10. Машины подъемные шахтные барабанные
при односкиповом подъеме с противовесом и тяжелыми хвостовыми
канатами (ихвшм > njnJ
К = + 6 + пмт™(Н + 15) + и,.тк-10
СТф mnp + nvmK(H + 10) + и„т„-15 ’ (L67)
где шпр = тс + 0,5g-масса противовеса, кг.
Допустимое значение коэффициента статических натяжений ветвей
канатов, обеспечивающее условие нескольжения каната, можно опреде-
лить по формуле
КСТд<ш< 0,485 (е/« +0,25), (1.68)
где а, /—соответственно угол обхвата канатом ведущего шкива (рад)
и коэффициент трения между канатом и шкивом.
Необходимо, чтобы удовлетворялось следующее условие
^СТФ < ^стД()П- (1-69)
При двухскиповых подъемных установках условие (1.69) не всегда
удовлетворяется. В этом случае необходимо уменьшить массу полезного
груза Q или перейти на однососудный подъем с противовесом. Умень-
шение массы полезного груза при тех же канатах, или, что то же самое,
искусственное увеличение коэффициента Zo не выгодно, так как приво-
дит к недоиспользованию грузоподъемности канатов т. е. уменьшению
эффективности 'подъемной установки. Более рациональное решение
задачи-применение двух односкиповых подъемных машин с проти-
вовесом. Исследования цоказали, что односкиповый подъем с противо-
весом при прядевых канатах позволяет применение МК машины со
шкивом трения не только на глубоких шахтах, где он является
незаменимым, а также и для подъема максимальных концевых грузов из
неглубоких горизонтов.
1.4. ОРГАНЫ НАВИВКИ
В стационарных подъемных машинах в качестве органов навивки
применяют цилиндрические барабаны (одинарные и двойные), канато-
ведущие шкивы трения (одноканатные и многоканатные) и бицилиндро-
конические барабаны (одинарные). Цилиндрические барабаны и шкивы
трения-органы с постоянным радиусом навивки, а бицилиндрокони-
ческие барабаны-с переменным.
Подъемные машины с цилиндрическими барабанами в горной
промышленности имеют самое широкое применение при малых и
средних глубинах шахт, позволяют применять подъемные сосуды
любого типа и весьма удобны в эксплуатации. Они бывают одно-
и двухбарабанные.
В двухбарабанных подъемных машинах один барабан (заклиненный)
жестко скреплен с коренным валом машины, а второй свободно насажен
на коренной вал и может зацепляться с ним посредством специального
механизма перестановки. Переставным может быть любой из бараба-
56
Типоразмер Рассто- яние между бараба- нами, мм .Макси- маль-. ное на- тяже- ние ка- ната, кН Макси- мальная разность между статиче- скими на- тяжения- ми кана- тов, кН Передаточ- ное число ре- дуктора i Допусти- мая ско- рость подъема, м/с Маховой момент машины без редук- тора и двига- теля, кН-м2 Масса машины с редук- тором без элек- трообо- рудова- ния, т
Ц-1,2 х 1 25 25 20; 30 3,о 35 12
Ц-1,6 х 1,2 40 40 20; 30 4,0 80 17
Ц-2 х 1,5 63 63 20; 30 5,0 220 30
Ц-2,5 х 2 90 90 11,5; 20; 30 7,0 550 50
Ц-3 х 2,2 140 140 11,5; 20; 30 8,0 1500 75
Ц-3,5 х 2.4 200 200 10,5; 11,5; 20; 30 10,0 3200 105
ЦР-3,5 х х 3,2/0,8 0,005 200 120 10,5; 11,5; 20; 30 10,0 3400 ПО
2Ц-1.2 х 0,8 0,16 25 25 20; 30 3,0 50 14
2Ц-1,6 х 0,8 0,16 40 40 20; 30 4,0 100 20
2Ц-2 х 1,1 0,16 63 63 20; 30 5,0 300 40
2Ц-2,5 х 1,2 0,16 90 75 11,5; 20; 30 7,0 800 60
2Ц-3 х 1,5 0,16 140 90 11,5; 20; 30 8,0 2100 85
2Ц-3,5 х 1,8 0,22 200 180 10,5; 11,5; 20; 30 10,0 3700 120
Примечание. Типоразмер цилиндрических барабанов включает их основные разме-
/ ры: первая цифра после, тире-диаметр, вторая-ширина, через косую дана ширина разреза.
нов, но обычно малые двухбарабанные подъемные машины имеют
переставной барабан справа, а крупные-слева.
Для улучшения эксплуатационных качеств однобарабанные машины
НКМЗ изготовляют разрезными, где одна часть, наподобие машин
с двумя цилиндрическими барабанами, является заклиненной, а дру-
гая-переставной (табл. 1.10 и 1.11).
Барабаны подъемных машин с механизмом перестановки необхо-
димо применять в случае необходимости изменения взаимного распо-
ложения подъемных сосудов (одновременное обслуживание одной
машины нескольких подъемных горизонтов). Наличие механизма пере-
становки в барабанах также упрощает операции по регулированию
длины каната при смене и навеске канатов, их вытяжке в период
эксплуатации и обрубке для испытаний.
По конструкции современные механизмы перестановки барабанов
подразделяют на зубчатые, червячные и фрикционные. В малых
подъемных машинах ДМ3 механизм перестановки червячный, позволя-
ющий бесступенчатое регулирование длины подъемных канатов с
ручным приводом от маховиков, а в крупных машинах НКМЗ-зубча-
тый или фрикционный. В последние годы в подъемных машинах НКМЗ
фрикционные механизмы перестановки заменены зубчатыми.
Применяя однобарабанные подъемные машины с разрезным бараба-
ном для подъемных операций с разных горизонтов необходимо прбве-
57
Таблица 1.11. Машины подъемные шахтные барабанные
Типоразмер Рассто- яние между бараба- нами, мм Макси- маль- ное на- тяже- ние ка- ната, кН Макси- мальная разность между статиче- скими на- тяжения- ми кана- тов, кН Передаточ- нЬе число ре- дуктора, i Допусти- мая ско- рость подъема, м/с Маховой момент машины без редук- тора и двига- теля, кНм2 Масса машины с редук- тором без элек- трообо- рудова- ния, т
Ц-4 х 3/0,7 250 160 10,5; 11,5; 20 12,0 3000 70
ЦР-5 х 3/0,6 280 210 10,5; 11,5 14,0 6800 94
ЦР-6 х 3/0,6 320 240 10,5; 11.5 16,0 12000 116
ЦР-6 х 3.4/0.6 360 270 10,5; 11,5 .16,0 14000 140
2Ц-4 х 1,8 0,09 220 160 10,5; 11,5; 20 12,0 3600 77
2Ц-4 х 2,3 0,09 250 160 10,5; 11,5; 20 12,0 5000 99
2Ц-5 х 2,4 0,09 280 210 10,5; 11,5 14,0 10 000 128
2Ц-5 х 2,8 0,1 560 400 Безредук- торная ч 14,0 44000 220
2Ц-6 х 2,4 0,09 320 240 10,5; 11,5 16,0 20000 156
2Ц-6 х 2,8 0,1 360 270 10,5; 11,5 16,0 25000 188
2Ц-6 х 2,8 у 0,1 560 400 Безредук- торная 16,0 64000 245
БЦК-8/5 х 2,7 630 480 Безредук- торная 16,0 90000 290
БЦК-9/5 х 2,5 400 320 Безредук- торная 16,0 65000 / 380
Примечание. Типоразмер цилиндрических барабанов включает их основные разме-
ры: первая цифра после тире-диаметр, вторая-ширина, через косую дана ширина разреза
(для одинарных барабанов). В типоразмерах БЦК первая цифра-диаметр большого цилинд-
ра, через косую- малого цилиндра, третья цифра-ширина барабана. Ширина разреза для
БЦК-8/5 х 2,7-0,87; БЦК-9/5 х 2,5-84 мм.
рить условие размещения витков каната на переставной части барабана
при перестановке сосуда с нижнего на верхний загрузочный горизонт.
Конструкция барабана рассчитана так, чтобы левый канат навивался
только до разреза и через него не проходил.
Канат в однобарабанных машинах закрепляют у реборд барабана
с каждой стороны, а в двухбарабанных-у наружных реборд каждого
барабана.
Навивка каната на двойные барабаны может быть одно- и много-
слойной. В ответственных вертикальных подъемах навивка каната на
барабан всегда однослойная. Двухслойную навивку каната на барабан
по ПБ допускают для подъемных машин грузовых вертикальных
подъемов, установленных на поверхности, а трехслойную-для грузовых
наклонных подъемов на поверхности и вертикальную-для грузовых
наклонных подъемов на поверхности и вертикальных и наклонных
грузовых подъемов, расположенных под землей.
Барабаны цилиндрических подъемных машин выбирают по диаметру
каната, а затем проверяют на ширину, статическую нагрузку и макси-
мальную скорость подъема.
58
A
‘ По нормам ПБ должны быть удовлетворены следующие соотноше-
ния диаметра барабана D к диаметру каната d:
при расположении подъемной машины на поверхности
D>80J; (1.70)
при подземных подъемных машинах
D>60J. (1.71)
При проверке ширины барабанов определяют навивочную поверх-
ность барабана Во, которая не должна превосходить его конструктив-
ную ширину В.
Ширину навивочной поверхности "барабана рассчитывают:
при двухбарабанной подъемной машине (навивочная поверхность
каждого барабана)
(Н h \
^- + niv+\yd+S)-, (1.72)
при однобарабанной подъемной машине с неразрезным барабаном
Во = + ХР + 1+ Л (rf + 5); (1.73)
\ лР /
при однобарабанной подъемной машине с разрезным барабаном для
заклиненной части барабана
/ LJ । Е \
я, = (-—- + нтр + 1J (</ + S); (1.74)
для переставной части барабана
В'„еР= ~" + "IP+l }{d+S)- (1.75)
\ ЛЬ» /
при одноконцевом подъеме с многослойной навивкой каната на
барабан
= тСтп— + ”T₽ + 7) +
i \ л£) /
(1-76)
где //-высота подъема, м [см. формулу (144)]; /г-резервная длина
каната, предназначенная для компенсации общей длины каната после
взятия проб на испытание (в среднем h — 30-40 м), м; £>-стандартный
диаметр барабана, м; итр-постоянное число витков трения каната: для
барабанов с деревянной футеровкой птр = 3, для барабанов с металли-
ческой футеровкой итр = 5 [11]; 1-два полувитка неиспользуемой
ширины барабана [3]; а- стандартный диаметр подъемного каната, мм;
5-зазор между смежными витками канатов, мм;
При расчетах в среднем можно принимать: d < 20 мм, 5 = 2 мм;
d = 20-30 мм, 5 = 2,5 мм; d > 30 мм, 5 = 3 мм. Рекомендуемый заво-
дом-изготовителем шаг нарезки канавок на барабанах для подъемных
машин с диаметром барабана 4 м и более приводится в табл. 1.12;
59
Таблица 1.12. Диаметр канатов (мм) на барабанах подъемных машин
Типоразмер 34 11 40 lar нарезки канавок (мм) 44 | 48 | 52 | 56 | 62 68 70
2Ц-4 х 1,8; ЦР-4 х 3/0,7; 32,0 35,0 38,0 42,0 46,0 50,0 - - - - 2Ц-4 х 2,3 2Ц-5 х 2,4; ЦР-5 х 3/0,6 - - 38,0 41,0 45,5 49,5 53,5 - - - 2Ц-6 х 2,4; ЦР-6 х 3/0,6 - - 35,5 39,5 43,5 47,0 50,5 57,0 63,0 - 2Ц-6 х 2,8; ЦР-6 х 3,4/0,6 - 39,5 43,5 47,0 50,5 57,0 67,0 - 2Ц-5 х 2,8 _______ 57д) 63,0 _ 2Ц-6 х 2,8У 57д) 63,0 - БЦК-9/5 х 2,5 _____ 4б,о 49,5 55,0 60,5 - БЦК-8/5 х 2,7 ______ 55,0 60,5 63,0
е- расстояние между центрами витков навивающейся и свивающейся
ветвей; при расчетах в среднем принимается равным 2; Нт-высота
между двумя горизонтами, одновременное обслуживание которых
предполагается подъемной машиной, м;
/-число слоев навивки каната;
7-число витков с учетом передвижки каната на 1/4 витка через каждые
два месяца (принимается с запасом).
Средний диаметр навивки при многослойной навивке каната на
барабан
D =
ср 2
(1.77)
где Dt-диаметр навивки верхнего слоя, м.
Одинарные неразрезные цилиндрические барабаны обычно снабжа-
ются внутренними поворотными барабанами, служащими для регули-
рования длины каната. Применение внутренних бобин не исключается
также в подъемных машинах с разрезными бицилиндроконическими
барабанами; в этом случае бобины служат только для выравнивания
длины канатов после их вытяжки.
Если запасная длина каната размещается на внутренней бобине, то
тогда в формуле (1.73) следует принимать h = 0.
Если ширина навивочной поверхности барабана больше, чем кон-
структивная, и многослойная навивка не допускается, то необходимо
подобрать новую машину на большую ширину или с большим
диаметром.
При проверке барабанов на статические нагрузки требуется, чтобы
максимальное статическое натяжение в канате и максимальная разность
статических натяжений подъема не превышали соответствующие им
допустимые значения для выбранной подъемной машины.
Максимальное статическое натяжение в канате получается:
при шхв = 0 в начале подъема груженной ветви
= (KrvQ + шсос + тыН0)д; (1.78)
60
при mXB > шх в момент нахождения груженого сосуда у верхней
приемной площадки
= (Кгр8 + Wcc + wXB// + жкЛпср)0, (1-79)
где Кгр-коэффициент шахтных сопротивлений для груженой ветви при
расчетах принимают: для клетей-1,12, для скипов-1,09; wcol_-масса
подъемного сосуда (для скипа шсос = тс; для клетей шсос = шхл +
+ тваг), кг.
При /ихв = т* место расположения груженого сосуда не играет роли.
Максимальная разность статических натяжений канатов бывает
в трех случаях: 1) в начале подъема-при всех типах сосудов; 2) при
навеске новых канатов-при всех типах сосудов; 3) в конце подъема-
при неопрокидных клетях.
Расчетные формулы для определения максимальной разности стати-
ческих натяжений канатов следующие.
В начале подъема:
для неоцрокидных сосудов
Ттах = [К<2+(жж-тхв)/<10; (1.80)
для опрокидных сосудов (или сосудов с отклоняющимся кузовом)
I’max = lKQ + °C + К ~ ™хВ) Н\ Q', (1.81)
при навеске новых канатов
Ттяк = [(Кпор - ОС + Щсос + шхЯ0]0- (1-82)
В конце подъема неопрокидных клетей (в момент поднятия верхней
груженой клети над кулаками, когда нижняя клеть сидит на кулаках),
экстренная перегрузка
Гтах = + ткл + тт - (и. - шхв)Я] д, (1.83)
где ас- коэффициент неуравновешенности мертвых весов скипов; при
расчетах можно пользоваться средними значениями для опрокидных
скипов-0,35; для скипов с отклоняющимся кузовом-0,15; для неопро-
кидных скипов ас = 0; Кпор-коэффициент шахтных сопротивлений для
порожней ветви каната; при расчетах принимают: для клетей 1,08; для
скипов 1,06.
При проверке барабанов на статическую нагрузку, кратковременную
перегрузку можно увеличить для подъемных машин ДМ3 на 50%,
а НКМЗ-на 25%, по сравнению с нагрузками, указанными соответ-
ственно в табл. 1.10 и 1.11.
При подборе подъемной машины следует обратить внимание и на то,
чтобы расчетная скорость подъема не превышала допустимую для
данной машины максимальную скорость по каталогу.
Скорость подъемной машины лимитируется, с одной стороны,
конструктивной прочностью барабанов, а с другой работоспособ-
ностью подшипников. Однако отечественные подъемные машины,
практически всегда допускают максимальные скорости подъема, полу-
61
ченные при рациональном проектировании подъемной установки для тех
грузов, на которые рассчитаны эти машины.
Многоканатный подъем-прогрессивный вид шахтного подъема,
обладающий значительными техническими и экономическими преиму-
ществами по сравнению с одноканатным подъемом с цилиндрическими
барабанами.
В многоканатной (МК) подъемной машине органом навивки каната
является многожелобчатый шкив трения. Количество желобов соответ-
ствует принятому числу головных канатов. Такйм образом, много-
канатный шкив трения представляет собой совмещение нескольких
одноканатных шкивов, жестко закрепленных на общем валу. Примене-
ние нескольких подъемных канатов взамен одного позволяет в прямой
пропорции увеличить массу поднимаемого груза, что весьма важно для
осуществления подъема с глубоких горизонтов, а также больших грузов
с минимальных высот. При равных концевых нагрузках, в МК подъеме
с количеством канатов нагрузка на канат по сравнению с одйо-
канатным подъемом уменьшается в раз, а диаметр органа навивки-в
раз. Последнее определяет уменьшение крутящего момента на
коренном валу машины и соответственно уменьшение габаритов редук-
тора, приводного двигателя и в итоге массогабаритных показателей всей
МК подъемной машины.
МК подъемные машины всех типоразмеров изготовляет Донецкий
машиностроительный завод. Типы, основные параметры и размеры МК
подъемных машин приведены в табл. 1.13. Машины предназначаются
для оборудования вертикальных подъемов угольных шахт и рудников
для подъема полезного ископаемого и породы, спуска'и подъема людей,
вспомогательного оборудования и материалов, ревизии и осмотра
ствола.
Машины применяют для скиповых и клетевых двухсосудных и одно-
сосудных с противовесом подъемов. При двухсосудном подъеме машина
может обслуживать один горизонт, а при однососудном
подъеме с противовесом-несколько горизонтов/
По рекомендациям завода-изготовителя, а также результатам,
проведенных исследований, с целью повышения запаса на нескольжение
каната, или повышения надежности работы подъемной установки и
расширения области использования ее на небольших глубинах подъема,
предпочтительно применять однососудный подъем с противовесом для
МК подъема [3]. По сравнению с одной двухсосудной машиной,
применение двух однососудных машин с противовесом имеет и другие
преимущества, так например: возможность обслуживания нескольких
подъемных горизонтов, 50%-й резерв подъемной установки, меньшее
влияние вытяжки канатов на работу подъема, упрощение схемы
автоматизации. Возрастание капитальных затрат в этом случае компен-
сируется увеличением эксплуатационной надежности, маневренностью
подъемных установок, уменьшением простоев и в итоге-увеличением
производительности.
Также как при цилиндрических барабанах, стандартную МК и
62
Таблица 1.13. Техническая характеристика многоканатных подъемных
ДМ3
Маховой момент отклоня- ющих шкивов не более, кНм2
’ShSiiASsS !рВ°1э ? К 3 М § s 5 о я
Скорость подъема не более, м/с без редук- тора
с редукто- ром
1 "" — - । Передаточное число редуктора, i
►В • К Й Й ffi Б £ й “ » * S £ я« gd S Й я Е S п сз *5 а н е* rt h 5 5 S о b 3 S ®ко
Статиче- ское натя- жение ка- натов кН не более
i Количест- во подъ- । емных ка- 1 натов
Размеры кана- товедущего 1<Д, м I шири- на
диа- метр
iSgggg
S^gggggg
м г, <г, ос rf -’t
> гч ед
&
S тГ чф
се & X Х Х Х^ооо
g г— ГЧ ед rq X X X X
н ГД гд гд re Tf in v-) u-j аззазаза
П'а'ЕГ№Д’Д
63
подъемную машину выбирают по диаметру канатоведущего шкива
и проверяют на статические нагрузки.
Диаметр канатоведущего шкива рассчитывают из условия одно-
временного удовлетворения двух норм: отношения диаметров шкива
и каната и удельного давления каната на шкив.
Диаметр канатоведущего шкива по ПБ должен быть:
при наличии отклоняющих шкивов
D > 100J; (1.84)
при отсутствии отклоняющих шкивов
D 80J.
Исходя из условия удовлетворения нормы удельного давления
каната на футеровку, диаметр канатоведущего шкива
при двухскиповом подъеме
£>> М + Q + (Рктк + пмтлх)Н0
" kPdnK
при однососудном подъеме с противовесом (жпр = тс + 0,50
„ 2т + 1,5g + (wxmB + пхвт„)Н
D^g —5------s------------" - —, (1.86)
&PdnB
где удельное давление каната на'футеровку шкива, по рекомендациям
завода-изготовителя МК машин должно быть: при прядевых канатах
ДР < 2,5 МПа; при закрытых канатах ДР < 2 МПа.
Выбранная по наибольшему значению D, стандартная машина
должна быть проверена-значения максимального статического натяже-
ния канатов в одной ветви и максимальная разность статических
натяжений между ветвями канатов не должны превосходить выбранной
машины.
Максимальное статическое натяжение одной ветви каната составит:
при легких, а также равновесных хвостовых канатах
Smax = g[mc + Q + пвтв(Н + 10) + пхвт„-15]; (1.87)
при тяжелых хвостовых канатах
\пах = в [wc + Q + лхвжхв (77 + 15) + пвтв -10]. (1.88)
Максимальную разность статических натяжений между ветвями
канатов определяют:
при двухскиповом подъеме с легкими, а также равновесными
хвостовыми канатами
гшах = д IKQ + “ п„т„) Я]; (1.89)
при двухскиповом подъеме с тяжелыми хвостовыми канатами
Tmax = д IKQ + (лхвжхв - пвтк) (1.90)
64
при однососудном подъеме с противовесом с легкими, а также
равновесными хвостовыми канатами
= 0 [(К - 0,5) Q + (икжк - и„жхв) Я]; (1.91)
Кроме приведенной проверки на статические нагрузки, с целью
предотвращения проскальзывания каната МК подъемные машины
проверяют также на удовлетворение нормы коэффициента статических
натяжений канатов.
Бицилиндроконические (БЦК) барабаны предназначены для
выравнивания нагрузки на валу подъемной машины при подъеме
тяжелых концевых грузов из глубоких горизонтов.
Из-за больших ширины и маховых масс двойные БЦК барабаны
в отечественной практике не распространены.
' Шахтные подъемные машины с одним бицилиндроконическим раз-
резным барабаном выпускает Ново-Краматорский машиностроитель-
ный завод, где они систематически модернизировались. В настоящее
время на заводе изготавливают в основном два типоразмера модерни-
зированных машин с одним БЦК разрезным барабаном, техническая
характеристики которых приведена в табл. 1.11. Эти машины снабжены
совершенной электропневматической системой управления, позволяю-
щей поднимать большие массы (30-45 т) из глубоких шахт (до 1300 м)
в автоматическом режиме. БЦК барабаны по сравнению с много-
желобчатыми канатоведущими шкивами трения (МК подъем) характе-
ризуются значительно-большими маховыми массами, что является их
недостатком, однако могут быть конкурентоспособными при двухски-
повом подъеме, с нескольких горизонтов, когда требуется перестановка
барабанов, на что двухскиповая МК,подъемная машина не способна.
Диаметр малого цилиндра, подобно машинам с цилиндрическими
барабанами, должен удовлетворять условию (1.70). На основе изложен-
ного подбирают ближайшую стандартную машину и проверяют ее по
ширине.
В подъемных машинах с БЦК. барабанами необходимо, чтобы на
малом цилиндре после витков трения (резервная длина каната навивает-
ся на внутренней бобине) размещался канат такой длины, при которой
период углового ускорения машины закончится раньше, чем начнется
навивка каната на коническую часть барабана:
Вм.ц^В'м.ц, (1.93)
где В^.ц-необходимая ширина навивочной поверхности на малом
цилиндре, определяют по формуле
Ям.ц =
.^М.И + "Т₽
(d + S).
(1.94)
где Xi - путь, пройденный поднимающимся сосудом за период углового
ускорения, м.
, Так как до уточнения элементов кинематики и динамики подъема не
3 - Песвианидзе А. В. 65
удается точно определить Х1г то при предварительных расчетах
ориентировочно можно пользоваться формулой
B'„.4=(o,O18-^- + nTP)(d+S)*. (1.95)у
' ^м.ц '
Разрезные БЦК барабаны дают возможность осуществлять подъем
с разных горизонтов. В таком случае для сохранения принятого
статического уравновешивания системы требуется, чтобы длина каната,
соответствующая расстоянию между горизонтами, также была раз-
мещена на малом цилиндре.
С учетом последнего необходимую ширину навивочной поверхности
малого цилиндра определяют из выражения:
Вм.ц = (б,018-^- + + nTp)(J + S), (1.96)
^м.ц 7М''м.ц '
где Нг-расстояние между горизонтами, м.
Длина рабочей части каната, навитого на малом цилиндре,
(В \
Т^-птР)^м.и- (1-97)
Длина каната, навиваемого на коническую часть барабана,
4 = (L98)
а + д 2
где Вк- ширина конической части БЦК барабана, м; 1>6ц-диаметр
большого цилиндра, м.
Длина каната, навиваемого на большом цилиндре,
/6и = Я-/ми-4. (1.99)
Необходимая ширина навивочной поверхности большого цилиндра
B6.U = 4H-(J+S>- (110°)
При этом должно быть соблюдено условие
Я6.ц < В6ц - Враэр, (1.101)
где В6ц-стандартная ширина большого цилиндра, м; бразр-ширина
разрезной части барабана, м (см. табл. 1.11).
Зазор между смежными витками в БЦК барабанах устанавливают на
основе табл. 1.12, или принимают: для конической части барабана
* Формулу (1. 95) получают на основе следующих соображений:
= ^м.ц = = (ОЛу/Я)2 00182L.
пЯм.ц 2лРмц«мц Я6„ 2i,6n0,9£>M„ ’ DMU
2~—nDMua6u
66
согласно стандартным количествам витков металлических желобков для
каната (обычно 10 мм); для цилиндрических частей барабана 4-5 мм,
аналогично нормам для крупных подъемных машин с цилиндрическими
барабанами; при углах отклонения каната, близких к 1°30', для
предотвращения трения каната о смежный виток этот зазор следует
принимать по расчету при диаметре барабанов: 6 и 7 м
S = 0,025<Z + 3,6 мм; (1.102)
8 и 9 м
S = 0,076d + 2,6 мм. ' (1.103)
Максимальное статическое натяжение в канате рассчитывают по
формуле (1.78).
Максимальную разность статических натяжений канатов при подъ-
еме с БЦК барабанами можно ожидать в начале подъема, при навеске
канатов, или в момент начала навивки поднимающейся ветви на
большой цилиндр (обе ветви имеют одинаковый радиус навивки).
Приведенное к окружности большого цилиндра значение разности
статических натяжений канатов в начале подъема в общем случае
выразится
= g^{KQ + т^Н - т0[у(1 - ас) - 1]}. (1.104)
В случае неопрокидных сосудов в последнем следует принимать
ас = 0.
Максимальную разность статических натяжений при навеске канатов
рассчитывают по выражению (1.82), а в момент начала навивки
поднимающейся ветви на большой цилиндр по формул?
Гт„ = д {KQ + т^Н- 1ы.а(у + 1) - 5nDM.„(3j + 1)]}, (1.105)
где у = D6n/DM ц-соотношение диаметров большого и малого ци-
линдров.
1.5. РАСПОЛОЖЕНИЕ ПОДЪЕМНОЙ МАШИНЫ
ОТНОСИТЕЛЬНО СТВОЛА ШАХТЫ
Выбор места расположений подъемной машины относительно ствола
шахты зависит от многих факторов: рельефа местности, комплекса
надшахтных сооружений, схемы поверхностного транспорта, располо-
жения подъемных сосудов в стволе и пр.
Принятые тип околоствольного двора и направление выработки
в последнем, предопределяют расположение подъемных сосудов в
стволе. В зависимости от этого подъемную машину можно располагать
по двум основным направлениям.
При расположении подъемной машины относительно ствола
(рис. 1.8) должны быть определены следующие параметры: высота
з* 67
копра, удаление машины от ствола, длина струны каната, углы
отклонения каната и др.
.Высотой копра считается вертикальное расстояние от отметки устья
ствола (условный нуль) до оси верхнего копрового шкива.
В случае расположения подъемной машины по направлению А
d-o
Рис. 1.8. Схемы расположения подъемной
машины относительно ствола шахты
Рис. 1.9. Схемы к определению элементов
расположения подъемной машины относи-
тельно ствола шахты при размещении на-
правляющих шкивов на одном уровне (а)
и в одной вертикальной плоскости (б)
68
направляющие шкивы на копре расположены народной горизонтальной
оси (рис. 1.9, я) и высота копра в этом случае
Яж = йп.п + Лс + Лпер + 0,75Лшж, (1.106)
где Лпп-высота приемной площадки [см. формулу (1.44) и табл. 1.14
и 1.15]; hc- высота сосуда в положении разгрузки, представляющая
собой расстояние от приемной площадки (или кромки приемного
бункера) до верхнего жимка прицепного устройства сосуда в положении
разгрузки (принимается по стандартам сосудов), м; /гп?р-высота пере-
подъема, равная расстоянию от верхнего жимка сосуда, находящегося
в нормальном положении разгрузки, до места соприкосновения этого
жимка с ободом шкива в случае переподъема; согласно ПБ, должны
быть удовлетворены следующие нормы: для подъемных установок
с неопрокидными клетями при максимальной скорости подъема не
свыше 3 м/сек Лпер 4 м; при больших скоростях Лпср > 6 м; при всех
скоростях подъема со скипами /1пер > 2,5 м; Лшж-радиус направляющего
шкива, м.
Аналогично цилиндрическим барабанам диаметр направляющих
шкивов должен удовлетворять условиям ПБ при шкивах, установленных
69
Таблица 1.14. Копры для одноканатных клетевых подъемов
Г рузоподъемность вагонетки, т Количество этажей в клети Высота копра, м
Шкивы расположены на одном уровне Шкивы расположены в одной вертикальной плоскости
1
2
3
1 13 15
2 18 20
1 20 23
2 24 27
I 22 26
2 29 33
Таблица 1.15. Копры для одноканатных скиповых подъемен
Грузоподъемность скипа, т Высота бункера, м Высота копра, м
Шкивы расположены на одном уровне Шкивы расположены в одной вертикальной плоскости
20 31 35
э 23 34 38
4 20 23 32 35 38 41
А 20 34 41
23 37 44
О. О 20 36 42
О, У 23 39 45
12 20 38 43
23 41 46
на поверхности
Z 80J;
под землей
РШк > 60</-
(1.107)
(1.108)
Данные о стандартных направляющих шкивах приведены в
табл. 1.16, а об отметке установки отклоняющих шкивов для МК
подъема-в табл. 1.17.
В случае расположения подъемной машины по направлению В (см.
рис. 1.8) направляющие шкивы расположены на копре в одной верти-
кальной плоскости и высоту копра при этом определяют по формуле
Я, = Ап.п + hc + hncp + 0,75/?шж + Ло + £>шж, (1.109)
где h0 = 1-2 м-вертикальное расстояние между ободьями шкивов (см.
рис. 1.9,6), м.
На практике, редко, но встречается промежуточное направление
расположения подъемных машин относительно ствола шахты.
70
Таблица i. 16. Копровые шкивы
Типоразмер Диаметр Статическое на- тяжение каната, кН, не более Маховой мо- мент шкива, кН-м2
шкива, м каната, мм, не более
ШК-2 2,0 25,0 412 19
ШК-2,5 2,5 31,0 645 42
ШК-3 3,0 37,0 928 96 ,
ШК-4 4,0 47,5 1520 342
ШК-5 .5,0 60,0 2460 715
ШК-6 6,0 60,0 2460 , 1390
Таблица 1.17. Копры для многоканатного подъема
Типоразмер подъемной машины Г рузоподъем- ность скипа, т Высота, м Отметка уста- новки отклоня- ющих шкивов, м
бункера | копра
ЦШ-2,1 8,0 *35 68 —
ЦШ-2,25 12,0 35 68 —
ЦШ-2,8 22,0 35 68 —
ЦШ-3,25 17,5 35 82 69
ЦШ-4 25,0 35 82 69
ЦШ-5 35,0 35 82 69
Если ствол оборудован двумя подъемами, то подъемные машины
можно располагать на противоположных сторонах, под углом 90°,
веерообразно или одну за другой.
При расположении подъемных машин друг за другом расстояние
между барабанами следует рассчитать так, чтобы струны канатов
второй машины проходили над стойкой управления первой, на высоте не
менее 2,5-3,0 м.
Удаление подъемной машины от ствола или горизонтальное рас-
стояние между осями подъемного каната и органа навивки Е (см.
рис. 1.9,о, б) должно быть подобрано так, чтобы фундаменты машин-
ного здания и укосины копра не соприкасались между собой, чтобы
вибрация не повредила фундамент машины. Наряду с этим, следует
учесть, чтобы длина струны каната и значения углов отклонений при
этом не выходили за пределы допустимых норм.
Длина струны каната L (см. рис. 1.9) представляет собой часть
подъемного каната, находящуюся между направляющим шкивом и
органом навивки. При расчетах длина струны каната приравнивается
к расстоянию между центрами направляющего шкива и органа навивки
по визирной линии.
При расположении направляющих шкивов на одной горизонтальной
оси (см. рис. 1.9, о) длина струны
L = ^(НХ-СОГ + (£-Лшж)2. (1.110)
71
в одной вертикальной плоскости (рис. 1.9,6)
длину большей струны определяют по формуле (1.110), а
меньшей-
L2 = х/(Яж - D„1K -h0- С0)2 + (E-d0- Лшж)2, (1.111)
где Со- превышение оси барабана над нулевой отметкой, м; при
одинаковых отметках устья шахты и пола машинного здания Со
представляют собой высоту превышения оси барабана над уровнем пола
и принимается по стандартам; при предварительных расчетах можно
принимать: для малых подъемных машин 800 мм, для крупных-600 мм;
Е- расстояние между осями подъемного каната и органа навивки, м;
d0- расстояние между осями подъемных канатов, равное расстоянию
между центрами подъемных сосудов в стволе, м.
В угольной промышленности для стволов шахт с типовым сечением
применяют следующие значения расстояний между осями йодъемных
канатов.
Грузоподъемность скипа по углю, т . . 4; 6; 8; 9 9; 1.2; 14 15; 20; 30
Расстояние между осями канатов, мм . 2100 2250 ' 2500; 2600; 2800
Во избежание раскачивания и биения струны каната ее длину
ограничивают. По нормам ОНТП 5-86 длина струны каната без
поддерживающих роликов для подъемных установок вертикальных
стволов в зависимости от угла ее наклона к горизонту должна быть, как
правило, не более: 45 м-до 30°, 65 м-31-45°; '75 м-свыше 45°. При
длине струны >75 м следует предусматривать установку поддержи-
вающих ее роликов в проеме у выхода каната из здания или на
промежуточной мачте между машинным зданием и копром.
Угол наклона струны нижнего каната ограничивают разным#
техническими и конструктивными условиями. При этом максимальный
угол наклона нижнего каната к горизонту не должен превышать 80°,
а минимальный угол по конструкции рамы допускается: для машин
НКМЗ 30°; для машин ДМ3 28°.
Для малых однобарабанных подъемных машин, учитывая конструк-
тивные особенности исполнительного органа тормоза (рис. 1.10), угол
наклона нижнего каната не должен лежать в пределах указанной ниже
«мертвой зоны»:
Тип машины.............Ц-2,5 х 2 Ц-3 х 2,2
«Мертвая зона»......... 36-53° 38-55°
Угол наклона нижней струны к горизонту, с достаточной для
практических целей точностью, можно определить при расположении
направляющих шкивов по формулам:
на одной горизонтальной оси
<р = arctg С°, (1Н2)
72
Рис. 1.10. Схема к определению
’’мертвой зоны” каната для од-
нобарабанных подъемных ма-
шин
Рис. 1.11. Схемы к определению
углов отклонений струны каната
в одной вертикальной плоскости
<p = arctg^C°--%~-^.
Е “О
(1.113)
При расчетах с большей точностью величину <р следует определять
графоаналитическим путем, с учетом провеса каната.
Углом отклонения (девиации) называется угол, образованный стру-
ной каната, находящейся на барабане в крайнем положении, и плос-
костью направляющего шкива, перпендикулярной оси барабана.
73
Различают внутренний и наружный углы отклонения. При отклоне-
нии струны каната внутри направляющих шкивов его условно называют
внутренним, а при отклонении в противоположную сторону-наружным.
Линейные отклонения каната на барабане («н, «„), соответствующий
наружным и внутренним углам отклонения канатов, для подъемной
машины с двумя цилиндрическими барабанами при расположении
направляющих шкивов на одной горизонтальной оси (рис. 1.11, о)
«н = ^ + у-(у + %); (1П4)
а, = В0-(в + ^-^; (1.115)
с одинарным цилиндрическим барабаном при расположении направ-
ляющих шкивов в одной вертикальной плоскости (рис. 1.11,6)
«н = ^-отр; (1-П6)
д *
(1-117)
с одинарным цилиндрическим или бицилиндроконическим бараба-
ном при расположении направляющих шкивов на одной горизонтальной
оси (рис. 1.11, в)
«н = ^-(у + «тр); (1.118)
где Вконструктивная ширина барабана, мм; Во-ширина навивочной
поверхности барабана при двухбарабанных машинах, мм; В^-ширина
навивочной части, соответствующая одной ветви каната, при одно-
барабанных подъемных машинах, мм; Ьо - расстояние между внутрен-
ними ребордами барабанов, мм (см. табл. 1.10 и 1.11); d0~расстояние
между осями подъемных канатов, мм; <zTp-ширина, соответствующая
виткам трения;
«Tp = («Tp+l)W+S)- (1.120)
При определении отклонения для подъемных машин с разрезным
барабаном следует иметь в виду, что через разрез барабана переходит
♦ При — > Во величина ав получается отрицательной. Это говорит о том,
что наружное и внутреннее отклонения каната остаются только с наружной
стороны направляющих шкивов. В таких случаях целесообразно направляющие
шкивы располагать на одной горизонтальной оси (см. рис. 1.10, в).
74
только канат переставной части барабана. Канат заклиненной части
барабана через разрез не переходит.
Для плавного перехода каната через разрез барабана наружный угол
отклонения каната должен быть больше нуля. При этом полная ширина
барабана однобарабанной подъемной машины с разрезным цилиндри-
ческим барабаном должна удовлетворять условию [3]
В > Я, + Впср + (50-70) мм, (1.121)
где В1,, Впер-ширины навивочных поверхностей соответственно закли-
ненной и переставной частей барабана; для цилиндрических барабанов
их рассчитывают по формулам (1.74) и (1.75), а для БЦК барабанов
определяют согласно расчету; (50-70) мм-дополнительная ширина
заклиненной части барабана у места разреза барабана (принимают по
рекомендациям завода-изготовителя).
Согласно ОНТП 5-86 для одноканатных подъемов с цилиндрически-
ми барабанами и расположением направляющих шкивов на одной
горизонтальной оси предпочтительна двухбарабанная подъемная маши-
на, а при расположении направляющих шкивов в одной вертикальной
плоскости или при одноканатных одноконцевых с противовесом подъ-
емах и незначительном расстоянии между направляющими шкивами,
расположенными на одной горизонтальной оси,-машина с одним
разрезным цилиндрическим барабаном. Канат противовеса следует при
этом крепить к малой части, барабана, а навивку каната производить
в один слой на большую часть барабана и доводить канат со стороны
заклиненной части барабана только до разреза. Для нормального
перехода правого каната через разрез барабана плоскость правого
направляющего шкива должна располагаться левее разреза не менее,
чем на 150 мм.
Для случая многослойной навивки каната на барабан, при располо-
жении направляющих шкивов на одной горизонтальной оси, линейные
отклонения каната на барабане согласно формулам (1.114) и (1.115)
с учетом отр = 0 и В = Во определяют из формул
«н = ^ + у-у; (1122)
Величины наружного и внутреннего углов отклонения каната
ан = arctg —;
Li
ав
ав = arctg—,
Li
(1.124)
где L-длина струны каната (в случае расположения направляющих
75
шкивов в одной вертикальной плоскости расчет вести на короткую
струну).
Согласно ПБ при цилиндрических барабанах должны быть удов-
летворены следующие условия:
ctB «S ГЗО'; 1
ав < 1°30'. J
(1.126)
Для бицилиндроконических барабанов допускается а 2° со стороны
малого цилиндра в случае выполнения его с желобчатой поверхностью.
В тех случаях, когда это возможно, с помощью дополнительных
витков можно сместить начало навивки рабочих витков, чтобы умень-
шить наружный угол отклонения каната. Для улучшения условий
эксплуатации желательно иметь ав = ав.
В подъемных машинах со шкивами трения угол отклонения канатов
равен нулю.
1.6. ПРИВОДНОЙ ДВИГАТЕЛЬ И РЕДУКТОР
В качестве приводного двигателя шахтной подъемной машины
может быть применен электрический двигатель как переменного, так
и постоянного тока.
В отечественной практике шахтного подъема преимущественно
распространен асинхронный привод, благодаря простоте обслуживания
и низкой первоначальной стоимости.
Более чем 95% современных шахтных подъемных машин в нашей
стране оборудованы асинхронными приводами. Вместе с тем, при
больших мощностях их применение ограничивается возможностями
коммутации аппаратуры управления и в таком случае (при мощностях
более, чем 1200-1400 кВт) необходимо применение двигателей постоян-5
ного тока по системе Г-Д. В настоящее время возможно применение
частотно-управляемого привода переменного тока, в его состав входит
асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором в специальном
исполнении, разработчиком которого является Харьковский электро-
механический завод (ХЭМЗ).
В случае асинхронного привода подъема с контакторные управле-
нием применяют асинхронные двигатели с фазным ротором. При этом
следует ориентироваться на синхронную частоту вращения: 1500; 1000;
750; 600; 500; 375; 300 и 250 об/мин.
Технические данные применяемых для шахтных подъемных машин
и лебедок асинхронных электродвигателей с фазным ротором серий
МА36, АК, АКЗ, АКН2 и двигателей постоянного тока приведены
в табл. 1.18, 1.19, 1.20 и 1.21.
До определения величины эффективного усилия, необходимого для
расчета мощности приводного двигателя, приходится выбирать двига-
тель по ориентировочной мощности. Для этого нужно установить
стандартную частоту вращения приводного двигателя и выбрать
редуктор подъемной машины, после чего будет возможен расчет
7^
Таблица 1.18. Технические данные электродвигателей трехфазного тока с
фазным роторой серин МА36 3-, 4-, 5-, 6-, 7-го габаритов взрывонепроницаемого
исполнения РВ, В1Г, напряжение 380, 660 В
Типоразмер Мощ- ность, кВт Частота враще- ния, об/мин КПД, % cos ф Ротор Перегру- зочная способ- ность, М»»«/МН Маховой момент, кН м2
на- пря- же- ние, В ТОК. А
МА36-31/6Ф 30 975 88,0 0,82 140 132 2,8 7
МА36-31/8Ф 22 720 85,5 0,74 .107 125 2,8 86,1
МА36-32/6Ф 40 975 88,8 0,83 173 143 2,8 75
МА36-32/8Ф 30 620 ! 88,3 0,76 137 132 2,8 89
МА36-41/6Ф 55 980 90,5 0,80 370 90 2,5 159
МА36-41/8Ф 40 730 90,0 0,78 250 95 2,3 150
МА36-42/6Ф 75 980 91,0 0,81 500 90 2,5 191,3
МА36-42/8Ф 55 730 90,5 0,79 320 105 2,3 180,4
МА36-51/6Ф 100 985 91,0 0,85 570 105 2,5 360
МА36-51/8Ф 75 735 91,0 0,83 525 85 2,5 405,2
МА36-52/6Ф 125 985 91,5 0,86 655 115 2,5 ' 406
МА36-52/8Ф 100 736 91,5 0,84 630 95 2,5 456.5
МА36-61/6Ф 160 985 92,0 0,88 575 165 3,0 1065
МА36-61/8Ф 125 740 92,0 0,84 440 170 3,0 1402
МА36-62/6Ф 200 985 92,5 0,89 715 165 3,0 1228
МА36-62/8Ф 160 740 92,5 0,85 500 190 3,0 1585
МА36-71/6Ф 250 990 93,0 0,89 1000 150 3,0 2380
МА36-71/8Ф 200 740 92,5 0,86 1000 120 3,0 3090
МА36-72/6Ф 320 990 93,5 0,89 1170 160 3,0 2710
МА36-72/8Ф 250 740 93,0 0,87 1200 120 3,0 3652
Таблица 1.19. Технические данные асинхронных электродвигателей серии АК,
АКЗ, АКН2 с фазным ротором, напряжением 6000 В для различных синхронных
частот вращенна
Типоразмер Мощ- ность, кВт Частота враще- ния, мин-1 Ток ста- тора, А эдс рото- ра, В Ток рото- ра, А Перегру- зоч- ная спо- собность, кпд Маховой момент, кНм2
1500 мин 1
АК12-32-4 400 1480 46,0 545 460 2,3 0,925 1,0
АК 12-41-4 500 1485 г 57,0 695 490 2,7 0,93 1,2 |
АК-12-52-4 630 1485 71,0 855 450 2,7 0,935 1,4
АК 13-46-4 800 1485 89,5 , 850 1095 575 2,4 0,94 2,3
АК 13-59-4 1000 1485 112 555 • 2,8 0,94 2,7
1000 мин 1 *
АК 12-35-6 250 980 30,0 455 345 2,2 0,91 1,5
АК 12-39-6 320 985 37,5 560 355 2,3 0,915 1,6
АК 12-49-6 400 985 46,5 665 375 2,2 0,92 1,9
АК 13-37-6 500 985 58,5 610 515 1,9 0,925 2,7
АК 13-46-6 630 985 73,0 730 540 1,9 0,93 3,3
АК 13-59-6 .800 990 91,0 940 525 2,1 0,935 3,8
77
Продолжение табл. 1.19.
Типоразмер Мощ- ность, кВт Частота враще- ния, мин-1 Ток ста- тора, А эдс рото- ра, В Ток рото- ра, А Перегру- зоч- ная спо- собность, кпд. Маховой момент, кН-м2
750 мин 1 -
АКЗ-12-35-8 200 735 26,0 420 300 2,3 0,915 1,5
АКЗ-12-42-8 250 740 31,0 485 320 2,1 0,922 1,6
АКЗ-12-52-8 320 740 39,0 595 335 2,1 0,926 1,9
АКЗ-13-42-8 400 740 48,0 600 415 2,0 0,929 3,3
АКЗ-13-52-8 500 740 59,5 705 440 2,0 0,934 3,8
АКЗ-13-62-8 630 740 74.0 865 445 2,0 0,939 4,3
АКН2-15-57-8 800 735 95 965 490 2,5 0,948 4,7
АКН2-15-69-8 1000 740 117 1180 500 2,5 0,950 5.4
АКН2-16-57-8 1250 740 144 1200 620 2,3 0,952 8,5
600 мин 1
АКЗ-12-42-10 200 590 27,5 475 260 2,4 0,910 2,0
АКЗ-12-52-10 250 590 32 560 280 2,3 0,914 2,4
AK3-13-42-10 320 590 40 515 390 1,9 0,925 3,6
AK3-13-52-10 400 590 49 615 410 1,8 0,928 4,2
АКЗ-13-62-10 500 590, 61 750 410 1,9 0,933 4,8
АКН2-15-57-10 630 59(Г 77 850 440 2,3 0,945 5,2
АКН2-15-69-10 800 590 88 1025 465 2,3 0,946 6,2
АКН2-16-57-1О 1000 590 121 1170 505 2,6 0,947 10,4
АКН2-16-69-10 1250 590 170 1400 530 2.6 0.949 12,0
500 мин 1 ✓
АКЗ-13-42-12 200 490 27 455 260 2,2 0,920 3,6
АКЗ-13-52-12 250 495 33 525 295 2,1 0,920 4,2 »
АКЗ-13-62-12 320 495 41,5 620 320 2,0 0,925 4,8
АКЗ-14-41-12 400 485 48 655 370 2,42 0,922 6,8
АКН2-16-39-12 500 490 65 665 455 2,3 0,934 7,8
АКН2-16-48-12 630 490 81 810 465 2,3 0,938 9,0
АКН2-16-57-12 800 490 102 990 480 2,4 0,943 10,3
АКН2-17-48-12 1000 495 125 1060 560 2,3 0,946 18,8
АКН2-17-57-12 1250 495 154 1260 590 2,3 0,948 21,6
375 мин 1
АКН2-17-23-16 315 365 43 480 400 2,3 0,913 11,9
АКН2-17-27-16 400 365 54 565 430 2,3 0,919 13,0
АКН2-17-31-16 500 365 67 685 440 2,3' 0,925 14,4
АКН2-17-39-16 630 365 84 855 440 2,4 0,933 16,8
АКН2-18-36-16 800 370 108 950 520 2,4 0,938 34,0
АКН2-18-43-16 1000 /4 370 132 1090 565 2,3 0,941 39,0
АКН2-18-53-16 1250 370' 166 805 950 2,4 0,945 45,0
300 мин 1
АКН2-17-31-20 315 290 48 535 335 2,3 0,912 14,8
АКН2-17-39-20 400 290 57 645 370 2,3 0,918 16,7
АКН2-18-27-20 500 290 72 720 435 2,3 0,920 26,0
АКН2-18-36-20 630 290 87 905 430 2,3 0,930 32,0
АКН2-18-43-20 800 295 112 1100 445 2,3 0,933 35,0
78
Продолжение табл. 1.19.
Типоразмер Мощ- ность. кВт Частота враще- НИЯ2 МИИ"1 Ток ста- тора. А эдс рото- ра. В Ток рото- ра. А Перегру- зоч- ная спо- собность. кпд Маховой момент, кН-м2
АКН2-19-33-20 1000 295 134 ИЗО 550 2,5 0,934 71,6
АКН2-19-41-20 1250 295 163 775 1000 2,4 0,939 80,0
250 мин 1 *
АКН2-18-27-24 315 240 49 535 370 2,3 0,911 65,0
АКН2-18-31-24 400 240 62 625 400 2.3 0,916 70,0
АКН2-18-36-24 500 240 78 765 400 2,4 0,919 73,5
АКН2-18-57-24 630 245 98 990 490 2,5 0,920 84,0
АКН2-19-33-24 800 245 НО 880 560 2,3 0,930 88,0
АКН2-19-41-24 1000 245 138 1100 570 2,3 0,933 100,0
АКН2-19-47-24 1250 245 173 745 1040 2.4 0.932 108.0
фактического значения максимальной скорости подъема и ориентиро-
вочной мощности двигателя.
Стандартную частоту вращения двигателя выбирают исходя из
следующих соображений.
Для удовлетворения ориентировочной максимальной скорости подъ-
ема необходимое число оборотов барабана
Иб = ^5о₽, (1.127)
пи
где Итах -ориентировочное значение максимальной скорости подъема
согласно15 формулам (1.19), (1.21), (1.22), (1.23) или (1.39), (1.40) [см.
п. 1.2], м/с; D- диаметр выбранного органа навивки, м.
Полученное из формулы (1.127) число умножаем на стандартные
передаточные отношения тех редукторов, возможность применения
которых предусмотрена по каталогу для данного органа навивки. Из
последних выбираем передаточное число, которое больше подходит
к стандартной асинхронной частоте вращения двигателя. При этом
следует учесть следующие обстоятельства.
1. Асинхронная частота вращения двигателя в среднем на 2-3%
меньше, чем его синхронная частота вращения. При расчётах можно
пользоваться указанными ниже ориентировочными значениями асин-
хронных частот вращения, соответствующих стандартным синхронным
частотам вращения применяемых в1 шахтном подъеме асинхронных
двигателей:
Стандартная синхронная частота
вращения, об/мин............. 1500 1000 750 600 500 375 300 250
Ориентировочная асинхронная час-
тота вращения, об/мин........ 1485 985 740 590 490 365 290 240
79
Таблица 1.20. Двигатели подъемные постоянного тока ХЭМЗ серин П
Типоразмер Напря- жение, В Мощ- ность, кВт Частота враще- ния, мин-1 Ток якоря, А Перегру- зочная способ- ность, кпд Маховый момент, кН-м2
Быстроходные
П172-12К 550 1100 750 2150 2 0,939 13,6
П173-12К 660 1300 750 2100 2 0,943 15,1
П18-33-9К 750 1600 750 2280 2 0,940 31,0
Г118-40-9К 900 1950 750 2300 2 0,942 34,0
П173-12К 550 1100 600 2140 2 0,941 15,1
П18-33-9К 660 . 1300 600 2105 2 0,936 31,0
П18-4О-9К 750 1600 600 2270 2 0,940 34,0
П18-50-9К 900 1950 600 - 2300 2 0,943 38,0
П18-33-9К 550 1100 500 2150 2 0,932 31,0
П18-40-9К 660 1300 500 2100. 2 0,939 34,0
П18-50-9К 750 1600 500 2270 2 0,940 38,0
П18-60-9К 900 1950 500 2300 2 0,944 44,0
П18-40-9К 550 1100 400 2140 2 0,933 34,0
П18-50-9К 660 1300 400 2100 2 0,939 38,0
П18-60-9К 750 1600 400 2270 2 0,940 44,0
П18-75-9К 900 1950 400 2300 2 0,944 51,0
П18-96-9К 900 1950 270 2300 2 0,940 60,0
Тихоходные
П23-50-ЗК 930 1150 40 1415 2 0,877 547,0
П26-40-4К 600 1520 40 2850 2 0,887 716,0
П26-50-4К 750 1920 40 2850 2 0,901 770,0
П26-65-7К 930- 2400 40 2850 2 0,907 870,0
П26-85-7К 600 3200 40 5840 2 0,915 1140,0
П26-105-7К 750 4000 40 5800 2 0,922 1300,0
П26-40-4К 500 1240 32 2860 2 0,869 716,0
П26-50-4К 600 1500 32 2850 2 0,880 770,0
П26-65-4К 750 1900 32 2850 . 2 0,890 870,0
П26-85-4К 1000 2560 32 2840 2 0,905 1140,0
П26-105-7К 600 3150 32 5800 2 0,906 1300,0
П26-50-4К 500 1220 25 2840 2 0,863 770,0
П26-65-4К 600 1480 25 2860 2 0,867 870,0
П26-85-4К 800 2000 25 2830 2 0,885 1140,0
П26-105-7К 1000 2500 25 2800 2 0,895 1300,0
Для создания некоторого запаса выбранная асинхронная частота
вращения двигателя должна быть в среднем на 10-15% больше, чем
требуемое ее значение.
2. При возможности рассмотрения вариантов с одноступенчатыми
(/=7,35; 9,5; 10,5; 11,5) и двухступенчатыми (i = 20; 30) редукторами
в первую очередь следует ориентироваться на одноступенчатые редук-
торы, характеризующиеся более высокими КПД передачи.
После окончательного выбора стандартной частоты вращения двига-
теля и передаточного отношения редуктора определяют фактическое
80
К. Таблица 1.21. Тихоходные двигатели постоянного тока
у- Типоразмер Мощ- ность, кВт Частота враще- ния, мин 1 Напря- жение якоря, В Ток якоря, А Номи- нальный момент, кН -м Маховый момент, кН м2
В П2-630-213-4КУ4 1000 45 600 2000 220 360
В П2-630-213-4КУ4 1250 56 750 1925 220 360
В' П2-630-213-4КУ4 1600 71 930 1945 220 360
В П2-630-214-4КУ4 1000 36 600 2060 278 380
К ЧТ2-630-214-4КУ4 1250 45 750 1960 278 380
В П2-630-214-8КУ4 1600 56 930 1965 278 380
В П2-630-214-8КУ4 2000 71 600 3690 246 407
В П2-630-214-8КУ4 2500 90 750 3650 246 407
№ П2-630-214-8КУ4 3150 125 930 3640 246 407
В П2-630-215-4КУ4 1250 32 750 2010 390 510
1 П2-630-215-8КУ4 1600 40 930 2000 390 510
В П2-630-215-8КУ4 2000 56 600 3720 341 545
В П2-630-215-8КУ4 2500 71 750 3650 341 545
К П2-630-215-8КУ4 3150 90 930 3650 341 545
К П2-630-216-8КУ4 2000 45 600 3720 432 650
В П2-630-216-8КУ4 2500 56 750 3690 432 650
П2-630-216-8КУ4 3150 71 930 3680 432 650
П2-800-253-8КУ4 3200 56 600 5725 542 2070
| П2-800-253-8КУ4 4000 71 750 5725 542 2070
В П2-800-253-8КУ4 5000 90 930 5720 542 2070
В П2-800-255-8КУ4 3200 40 600 5770 - 774 2400
В П2-800-255-8КУ4 4000 50 750 5770 774 2400
В П2-800-255-8КУ4 5000 63 930 5740 774 2400
В П2-800-256-8КУ4 3200 32 600 5850 975 2630
В П2-800-256-8КУ4 4000 40 750 5830 975 2630
|‘ П2-800-256-8КУ4 5000 50 930 5780 975 2630
, значение максимальной скорости подъема:
TtDri,...
\17 ас (1.128)
60/ ’
t, где иас-асинхронная частота вращения выбранного двигателя , об/мин;
1 /-передаточное отношение редуктора.
* Ориентировочную мощность приводного двигателя (в кВт) рассчиты-
, вают по формуле
; о₽ Hi ’ • (1.129)
где г),-КПД редуктора; для редукторов современных подъемных машин ’ г},- = 0,95-0,98; коэффициент эффективного усилия подъема; показы- , вает отношение эффективного усилия подъема к среднему усилию:
> г £ — ЭФФ (1.130)
к 00
Величина £, зависит от степени статической неуравновешенности А,
' 81
множителя скорости а, коэффициента интенсивности подъема с и для
органов с постоянным радиусом навивки определяется по формуле
/ / 1 \ / Ct^C
5 = а /1 + 2 1— А +-------------г). (1.131)
V \ а/ \ а — 1/
В уравнении (1.131) А принимают согласно формуле (1.58), а с-по
следующему расчету:
c = 2'£m'H/KQT2, (1.132)
где Sm'-приведенная к окружности органа навивки масса подъемной
системы, кг.
Так как при определении Рор согласно уравнению (1.129) фактические
значения Lm' и Т, а следовательно, с и а не известны, то при ориентиро-
вочных расчетах можно принимать Е, = 1,15 — 1,35.
Все подъемные шахтные малые барабанные машины с диаметром
барабана до 3,5 м и крупные машины всех типоразмеров с диаметром
барабана 4 м изготавливают с редукторным приводом, а с диаметром
барабана 5 м и более-как с редукторным, так и с безредукторным
приводом. Подъемные машины большой грузоподъемности Н х 5 х
х 4,7; 2 х 5 х 2,7 и БЦК-8/5 х 2,7) поставляют только с безредуктор-
ным приводом от тихоходного двигателя постоянного тока. В отдель-
ных случаях применяют быстроходные электродвигатели постоянного
тока. Применение редукторных приводов постоянного тока по системе
Г-Д оправдано тем, что стоимость единицы веса электрических машин
в 2-3 раза превышает стоимость единицы веса редуктора [3].
Применяют редукторы одноступенчатые и двухступенчатые. Одно-
ступенчатые редукторы (типа 2ЦО) имеют по два приводных (мотор-
ных) вала, один из которых предназначен для установки резервного
электродвигателя. Допускают одновременную работу с двумя электро-
двигателями. При этом редуктор обеспечивает передачу удвоенного
крутящего момента в отличие от работы с одним приводом. При
использовании редукторов с двумя быстроходными приводными валами
оба двигателя должны выбирать одного и того же типоразмера.
Двухступенчатые редукторы (типа ЦД) имеют один приводной вал
и рассчитаны на работу с одним приводным двигателем.
В МК подъемных машинах применяют двухступенчатые двухпривод-
ные (двухдвигательные) подпружиненные редукторы (типа 2ЦД). Макси-
мальный крутящий момент, указанный в характеристике редуктора,
передается через две моторные вал-шестерни, по половине от каждой из
них. Использование редуктора для однодвигательного привода даже для
крутящего момента менее половины максимального расчетного не-
желательно.
По рекомендациям ОНТП 5-86 скиповые подъемные установки
с приводом мощностью 2500 кВт и более следует оснащать тихоходны-
ми двигателями постоянного тока с тиристорным преобразователем
унифицированной серии. В случае невозможности использования ти-
82
ристорных преобразователей по условиям питающей сети допускают
применение комплекта машин и аппаратуры системы Г-Д.
Скиповые подъемные установки с общей установочной мощностью
до 2500 кВт следует оборудовать асинхронным приводом с двумя или
одним двигателем мощностью до 1250 кВт в единице. Предпочтителен
двухдвигательный привод, обеспечивающий работу подъемной установ-
ки с одним двигателем в экстренных случаях.
Для клетевых подъемных установок с мощностью привода свыше
2000 кВт предпочтительно применение электропривода с тихоходными
двигателями серии П2 с преобразователями по системе Г-Д разработки
ХЭМЗ и ВНИИэлектропривод, при мощности до 1250 кВт-двухдвига-
тельный асинхронный привод.
Основные параметры редукторов для машин одноканатного подъема
приведены в табл. 1.22, а для машин многоканатного подъема-в
табл. 1.23.
Тип редуктора выбирают по передаточному отношению и величине
крутящего момента на его тихоходном валу. Последний не должен быть
меньше максимального значения момента на коренном валу подъемной
машины.
Момент на тихоходном валу определяют по формуле
,М = МпЧ,ж-(^д + /^от)ф, (1.133)
где Мтах-максимальный момент на валу подъемной машины (прини-
мают согласно графику движущих моментов подъемной установки),
Н*м; 7реД, /^-приведенные к оси подъемной машины моменты инер-
ций соответственно редуктора и ротора приводного двигателя, кгм;
ф- угловое ускорение органа навивки, с-2.,
Так как значения Мгоах и /ред в данном случае неизвестны, то
формулу (1.133) удобно преобразовать.
Из условия пуска двигателя с нормальным ускорением максималь-
ный момент на валу подъемной машины принимают равным величине
пикового момента при пуске машины:
JWmax=O,85ZH^^i, (1.134)
где Рн-номинальная мощностью выбранного двигателя, кВт; ян-номи-
нальная частота вращения двигателя, об/мин; 0,85 Хн-допустимый пре-
М
дел перегрузки двигателя при пуске; (А.н - -^-коэффициент перегрузки
двигателя по каталогу); i, соответственно передаточное отношение
и КПД редуктора.
Величину приведенной к окружности барабана массы редуктора,
принимая в среднем 50% от приведенной массы ротора и допуская
83
Таблица 1.22. Техническая характеристика редукторов
\
Примечание. Принятые обозначения: ЦД - цилиндрический двухступенчатый; ЦО - цилиндрический одноступенчатый; Н-зацепление
Новикова; 2(3)-имеется'два (три) приводных вала.
84
гтаб лица 1.23. Техническая характеристика подпружиненных редукторов много-
< канатных подъемных машин
Показатели Типоразмеры редуктора
2ЦД-14 2ЦД-17 2ЦД-20 2ЦД-23
Ц. Максимальный момент вращения в пе- 200 450 700 1000
риод разгона, кН м
Максимальная скорость вращения при- 750 750 600 600
? водного вала, об/мин
V Маховый момент на тихоходном валу,
Г кН-м2
L »= 6 120 — — —
К / = 7,35 180 427 • 910 —
/ = 10,5 240 495 1330 1720
й /=11,5 260 664 1570 1800
» Масса редуктора, кг
‘ i = 6 14450 — — —
- / = 7,35 14590 30725 35400 —
/= 10,5 14300 30725 35220 50440
1 /=Н,5 14320 30895 35220 50 240
среднее значение ускорения подъема а = 0,75 м/сек2/ можно записать
/7
Цред + Т₽01)Ф = 1,57'отф = 1,5—i2, (1.135)
'где - маховой момент ротора, Нм2; А6-радиус навивки, м.
На основании формул (1.134) и (1.135) выражение (1.133) примет вид
; /8120РнЛ>. GD2OT.
г М — I ----------Л„ — 0,03 —к— i
\ Ин ^6
(1.136)
1.7. ПРИВЕДЕННАЯ МАССА
При работе подъемной машины часть элементов вращается (органы
навивки, направляющие шкивы, ротор приводного двигателя, зубчатые
колеса редуктора, канат, навитый на барабан), а часть-перемещается
прямолинейно (сосуды, груз, канаты). Для упрощения расчета динамики
подъема сложную кинематическую систему подъемной машины удобно
заменить равноценной или эквивалентной, простой системой. В такой
эквивалентной системе взамен реальных масс, расположенных в разных
местах и имеющих разное движение, будем иметь сосредоточенную на
одном радйусе вращения массу с кинетической энергией, равной кинети-
ческой энергии реальной системы. Такую условную массу называют
приведенной массой.
Так как скорость перемещения сосудов определяется окружной ско-
ростью вращающегося органа навивки, приведение масс удобнее произ-
водить именно к окружности органа навивки. Из условия равенства
85
кинетических энергий приведенной и реальной масс величина приведен-
ной массы (кг) в общем случае
I ,
m' = -—i2, (1.137)
R'
где I-момент инерции реальной массы, кг-м; R-радиус приведения, м;
/-соотношения угловых скоростей вращения реальной и приведенной
масс или передаточное отношение между осями вращения этих масс.
В частном случае, когда ось вращения приведенной и реальной масс
является общей (/ = 1), расчетная формула для определения приведенной
массы принимает вид
I
т.е. в таком случае моменты инерций приведенной и реальной масс
равны.
Как видно из уравнений (1.137) и (1.138), численное значение приве-
денной массы может быть больше, меньше или равным реальной массе.
Совместно с понятием приведенной массы вводят и понятия приве-
денного веса, приведенного момента инерции.
Приведенным весом называется величина
G' = m'g, (1.139)
где д- ускорение силы тяжести, м/сек2.
Приведенным моментом инерции называется величина
r = m'R'2. (1.140)
В заводских каталогах машин взамен момента инерции или приве^
денного веса С часто дается значение махового момента.
Маховым моментом принято называть произведение реального веса
тела G на квадрат диаметра инерции D, .
Согласно уравнению (1.138)
GD? = G'£>2, (1.141)
где D- диаметр вращения.
Часто маховой момент записывают символично-GD2. '
Между моментом инерции и маховым моментом существует зависи-
мость
GD2 * *
(1-142)
, G'fD\2 G'D2 GD2
* I = т' R2 = —I — I =---, или I —--.
0 V 2 / 40 40
86
(1.145)
(1.146)
(1.147)
(1.148)
При заданной величине махового момента приведенный вес, по
аналогии с выражением (1.137), определяют из формулы
G' = ^/2, (1.143)
D'2
где О'-диаметр приведения, м.
Поскольку прямолинейно перемещающиеся части подъемной маши-
ны получают ускорение, равное ускорению окружности навивки каната,
то приведенная масса их тождественна с реальной, поэтому приведению
подлежат только массы вращающихся элементов машины.
Приведенная к окружности навивки масса подъемной установки
Em' = 2mc + Q + 2mxLx + mXBLXB + т'6 + mpat + треа + 2т'шк, (1.144)
где LK-длина одной ветви подъемного каната, м; LXB -длина хвостового
каната, м; т'6, m^,T, т’рса, т L, - приведенные к окружности органа
навивки массы соответственно барабана, ротора двигателя, редуктора
и приводного шкива, кг.
Если из каталогов известны значения маховых масс барабана GDI,
ротора GD1,T, редуктора на тихоходном валу GDpcu и направляющего
Шкива GD;L, то тогда определяют соответствующие им значения
приведенных к окружности барабана масс:
барабана
, 1 (GDI)
=----ЯТ- ’
д nt
ротора
, _ I (GD^T) ,2.
трот - д ,
. редуктора
1 (GD2e«)
тред д DI ’
направляющего шкива
, 1 (GD2,)
'"шк д D2W ’
где £)шж -диаметр направляющего шкива, м.
1.8. РАСЧЕТ ГРАФИКА СКОРОСТИ
При расчете графика скорости выбирают величины ускорения и за-
медления, уточняют форму графика и рассчитывают остальные элемен-
ты кинематики подъема.
Величину ускорения выбирают из условия максимального использо-
вания перегрузочной способности приводного двигателя в период пуска.
87
При неопрокидных сосудах усилие на ободе барабана в начале
подъема будет '
Fi = [KQ + (и?к - + Еш'а,. (1.149)
Номинальное усилие на ободе барабана, развиваемое приводным'
двигателем,
FB=103J~, (1.150)
’max
где Рн-номинальная мощность двигателя, кВт; Г|,-КПД редуктора.
Коэффициент перегрузки двигателя за период пуска
М
(1.151)
При предварительных расчетах в среднем можно принимать: для
асинхронных двигателей Хпус = 0,6>.н; для двигателей постоянного тока
Xnyt = 0,7Хн (^-коэффициент максимальной перегрузки принимают по-
каталогу). 1
Максимальное усилие на ободе барабана, развиваемое приводным
двигателем, с учетом перегрузки двигателя в период пуска
fm«x = ^nyeFH- (1.152)
Приравнивая уравнение (1.149) к (1.152), определяем
п _^пу<А-[Ке + ("»«- т™)Н~\д
°1 _ __ . (1.153)
При окончательном выборе величины ах следует предусмотреть, что:
1. Максимальное значение величины • ускорения при однократном
грузовом подъеме обычно не превышает 1 м/сек2 (хотя в некоторых
случаях оно достигает величины 1,2 м/с2), а для людского подъема,
согласно нормам ПБ, составляет < 0,75 м/сек2.
2. Продолжительность периода ускорения (продолжительность пус-
ка) должна быть достаточной для срабатывания контакторов ускорения
(для подъемных машин средней и большой мощности обычно не менее
6-7 сек). Нецелесообразно искусственное увеличение периода пуска, так
как оно будет связано с уменьшением КПД подъемной установки.
В среднем период пуска длится около 7-15 сек.
Малые численные значения а',, полученные по формуле (1.153),
говорят о недостаточной мощности приводного двигателя; при больших
значениях а, имеем обратную картину. Практически а, в среднем
составляет: при одноканатном скиповом подъеме 0,6-1 м/сек2; при
одноканатном клетевом, а также многоканатном людском и грузовом
подъемах 0,5-0,75 м/с2 (ОНТП 5-86).
В зависимости от знака момента, приложенного к валу подъемной
машины, различают три вида замедления: двигательное, свободным
выбегом и тормозное. На практике преимущественно применяют тор-
мозное замедление.
88
(1.154)
(1.155)
(1.156)
Величину замедления выбирают так, чтобы тормозное усилие на
ободе барабана в среднем составляло не более чем одну треть веса
полезного груза, т.е.
ЛоР=|б0-
Усилие на ободе барабайа в конце подъема
Л™ = [К2 - (А ~ - Zm'a3.
Приравнивая уравнение (1.154) к (1.155), определяем
[i/3Q + KQ-(mK-mJH]g
Em
При окончательном выборе величины а3 следует предусмотреть, что:
1. Максимальные значения величин замедления не должны превы-
шать приведенные нормы величин ускорения.
2. Продолжительность периода замедления должна быть не менее,
чем 3-4 сек; при меньшей продолжительности точно управлять маши-
ной становится трудно. Нежелательно также иметь большой путь
торможения, так как при этом увеличивается продолжительность цикла,
что отрицательно влияет на производительность подъема.
При подъеме опрокидными сосудами следует учесть, что в начале
подъема часть веса верхнего сосуда, находившегося в положении раз-
грузки, передается на копер, это уменьшает натяжение каната в опускаю-
щейся ветви, тогда как в поднимающейся ветви остается нормальным.
Это вызывает увеличение статической неуравновешенности системы
и перегрузку двигателя.
Для предотвращения лишнего увеличения мощности двигателя тре-
буется уменьшить динамическую составляющую усилия на ободе бара-
бана за счет снижения величины ускорения от я, до некоторого значения
я0 •
С учетом этого ускорение в период перемещения сосуда в разгрузоч-
ных кривых
[acm£oc + * 1 2А - тхв)Лр]0
«о = «1--------------------— > (1.157)
Em
где тсос-масса сосуда, кг; /?р-путь разгрузки, м; ас- коэффициент
статической неуравновешенности мертвых весов сосудов; показывает,
какая часть веса сосуда передается направляющим кривым. Величина
этого коэффициента зависит от типа сосуда и по данным практики
принимается:
Для опрокидных скипов...................................... 0,35
Для скипов с отклонением кузова при разгрузке............ 0,15
Для сосудов с разгрузкой без отклонения кузова (скипы с секторным
затвором и неопрокидывающиеся клети)........................ 0
89
Нормальное ускорение вне разгрузочных кривых рассчитывают, как
и ускорение в период перемещения сосуда в разгрузочных кривых:
_ “оус^н - IKQ + («’к - «’ХВ)(Н - 2ЛР)]0
ai — ~ ----
(1.158)
Ет'
В МК подъемных машинах со шкивами трения при расчете величин
ускорения и замедления помимо удовлетворения приведенных норм
заложено условие, исключающее проскальзывание каната даже при
предохранительном торможении с критическим значением величины
замедления «кр = 1,875 м/с2, поэтому проверка на нескольжение получен-
ных на основе формул (1.153) и (1.156) величин ускорения at и замедле-
ния а3 не требуется, так как практически всегда имеем at < акр и а3 < .
Таким образом, для МК подъема определять значения и а3 следует
так же, как и для одноканатного подъема.
Форма графика скорости может быть разной как по количеству
90
периодов, так и по характеру изменения скорости (постоянное или
переменное ускорение).
Переменное ускорение с изменением величины ускорения по закону
нисходящей прямой определяет параболическую форму изменения ско-
рости. При этом пик мощности забираемой из сети энергии в случае
привода постоянного тока уменьшается, а для асинхронного привода
остается неизменным. Вместе с тем при равных величинах начального
ускорения продолжительность периода пуска при параболической ско-
рости увеличивется в два раза по сравнению со скоростью с постоянным
ускорением. Последнее вызывает увеличение реостатных потерь энергии
в асинхронном приводе, а на привод постоянного тока практически не
влияет, поэтому применение переменного ускорения может оказаться
рациональным только для приводов постоянного тока, а также частот-
ноуправляемых. При асинхронном приводе, как правило, применяют
постоянные ускорения и замедления.
По количеству периодов график скорости для вертикальных стацио-
нарных подъемов может быть двух-, трех-, четырех-, пяти-, шести- или
семипериодным (четырехпери-
одные графики на практике
применяют редко).
Двухпериодный график ско-
рости из-за неэкономичности
(см. п. 1.2) «а практике обычно
Рис. 1.12. Графики скорости, ускорений
и перемещений
не применяют.
Трехпериодный график ско-
рости (рис. 1.12,я) характерен
для неопрокидывающихся кле-
тей; его следует применять и в
других случаях, где это практи-
чески осуществимо.
tt-период ускорения;
t2~период равномерной ско-
рости;
/3-период замедления.
Расчетные формулы элемен-
тов кинематики при трехпериод-
ном графике скорости следую-
щие.
В период:
ускорения
у _ Knax^t _ at 1 _ ^шах .
1 “ 2 “ 2 2а/
(1.159)
V
(1.160)
«1
91
равномерной скорости 5
x2 = Knax'2; '2 = -^-; (1-161)
'max e t
замедления
, <*
IZ / n tl I/2
Л = = = d-162)?.
<з=А (1.163) J
«3
где tt, t2, t3 - периоды соответственно ускорения, равномерной скорости, j
замедления.
Расчет Zj, t2 и /3 должен быть скорректирован на условие ' ’]
Н=Х1+Х2 + Х3, (1.164)
где //-расчетная высота подъема согласно выражению (1.44).
Продолжительность работы машины (чистое время подъема) >
T^tt+t2 + t3. (1.165)
При подъеме скипами (или опрокидными клетями) у приемной
площадки на копре имеются специальные разгрузочне кривые. Путь,
проходимый рамой сосуда с момента входа ролика в кривые до крайнего
верхнего положения полной разгрузки, называется путем разгрузки.
Путь разгрузки зависит от типа и конструкции скипа (см. табл. 1.3.
и 1.4).
В моменты входа ролика в кривые и выхода из них имеет место удар,
что отрицательно влияет на подъемную установку. Для уменьшения
ударов и увеличения срока службы сосудов, подъемных канатор и копра
скорости входа и выхода сосуда из кривых ограничиваются. Согласно
существующим нормам ПБ, при спуске-подъеме груза эти скорости не
должны превышать 1,5 м/с. Практика показала, что скорость входа
скипа в разгрузочные кривые целесообразно иметь значительно меньше,
чем 1,5 м/с,-порядка 0,4-0,6 м/с. Такая низкая, «ползучая», скорость
весьма удобна для плавного дотягивания скипа к месту остановки как
при ручном управлении, так и, особенно, при автоматизации подъема.
К тому же стопорение машины с низкой скорости обеспечивает неболь-
шой разбег скипа в конце подъема, что позволяет упростить схему
автоматизации. При проектировании скиповых подъемных установок
согласно существующей методике расчета принимают: скорость выхода
скипа из кривых Ио = 1,2 м/с; скорость входа скипа в разгрузочные
кривые равной скорости дотягивания Vn — 0,5 м/с.
Применение периода дотягивания с пониженной скоростью V„ делает
период остановки машины состоящим из трех периодов (см. рис. 1.11,6):
t3-период нормального замедления а3, с уменьшением максимальной
скорости l/max до скорости дотягивания V„; t„-перемещение скипа
92
-'с постоянной пониженной скоростью дотягивания Vn; tc-период
р стопорения.
‘ При удовлетворении норм скоростей Уо и У„ взамен трехпериодной
ь- тахограммы получают шестипериодную, типичную для подъема скипов
к с секторным затвором.
На рис. 1.12,6 представлена шестипериодная тахограмма совместно
I с графиками ускорений и перемещений, где:
В /0-период ускорения в начале подъема, в процессе выхода порожнего
' скипа (противовеса) из разгрузочных кривых, с;
Zj-период нормального ускорения (после выхода сосуда из разгру-
' зочных кривых), с;
/2-период равномерной скорости со скоростью Итах, с;
г. t3-период нормального замедления, до установления скорости I/, с;
/„-период дотягивания скипа с пониженной скоростью Уп, с;
/с-период стопорения машины, с;
а0, «..-величины ускорения и замедления, соответствующие перио-
дам /0 и tc, м/с2;
at, а3 - нормальные соответственно ускорение и замедление, м/с2;
Хг, Х2, Х3- пройденные сосудом пути в периодах соответственно
нормального ускорения, установившейся скорости и нормального за-
медления, м;
Хо-пройденный путь за период /0, м;
Х„-путь дотягивания с учетом пути стопорения, т.е. суммарный
путь, пройденный за период (/„ + /с), м.
При расчете должны быть соблюдены условия: Хо > hp и Хп > hp, где
/гр-путь разгрузки для принятого сосуда берется по каталогу (см.
табл. 1Д 1.4). Согласно действующей методике расчета при проектиро-
вании принимают: Хо < 3,5 м; Хп < 3,5 м.
Элементы кинематики при шестипериодном графике скорости рас-
считываем в следующей последовательности.
Допуская величину Vo= 1,2 м/с, определяем требуемое ускорение,
необходимое для стандартного значения hp,
a0=V%/2hp. (1.166)
Округляя численное значение а0 в сторону уменьшения, уточняем
фактическое значение ИОф, которое будет ниже нормы:
УОф = ч/2а0Лр < 1,2 м/с. (1.167)
Пройденный путь за период /0
Хо= Vl/2an>hp. (1.168)
Продолжительность периода
/0 = “- (1169)
«о
93
Продолжительность периода нормального ускорения
v — v
_ *max г0
«1
Путь, пройденный в период нормального ускорения,
.(Кпах-К))2
2ах
Продолжительность процесса стопорения
Путь стопорения
(1.170)
(1171)
(1.172)
(1.173)
Допуская Хп = 3,5 м, путь движения скипа со скоростью дотягивания
составит Хп — Хс, м.
Продолжительность движения скипа со скоростью дотягивания
Хп - Хс
fn = ~v--c- (1.174)
Продолжительность периода нормального замедления
V - V
Z3 = —-----н. (1.175)
аз
Путь, пройденный в период нормального замедления,
(И — V}2
Х3 =1 max . (1.176)
2tz3
Путь, пройденный в период установившейся скорости,
Х2^Н-(Х0 + Ху+Х3 + Х„). (1.177)
Продолжительность периода установившейся скорости
Х2
'2=~- , (1.178)
•max '
Продолжительность работы машины
Т= t0 + zt + t2 + t3 + t„ + Zc. (1.179)
Шестипериодный график скорости является характерным для неопро-
кидных скипов (с отклоняющимся кузовом, а также без отклонения
кузова с секторным затвором). При больших путях разгрузки hp (что
характерно для опрокидных скипов) допустимое значение скорости
сосудом достигается раньше, чем он успевает выйти из разгрузочных
94
кривых. В таких случаях после окончания периода t0 с ускорением а0
наступает движение с равномерной скоростью до выхода сосуда из
кривых (см. рис. 12,в, период t'o). Соответственно получается семипе-
риодный график скорости.
На рис. 1.12,в представлены кривые зависимости «(/), У(/) и X(t) для
семипериодного графика скорости.
Расчет элементов кинематики при семипериоДном графике скорости
аналогичен расчету для шестипериодного графика. При этом продолжи-
тельность периода равномерной скорости при перемещении порожнего
сосуда в кривых
/ Vi. \
Г'о = ( Ар-—/Ко, (1-180)
\ 2а0/
и путь, пройденный за этот период,
Х'о=Уо/'о. (1.181)
Продолжительность периода дотягивания со скоростью Ип составит
(без учета времени стопорения ta)
t> = Ap~^./2ag. (1.182)
Общее время движения машины
Т= t0 + t'o + Zj + t2 + t3 + t'a + ta. (1.183)
Высота подъема
H — Xo + 2Го + X । + X2 + X3 + Лр = X у + X2 + X3 + 2hp.
(1.184)
Рис. 1.13. Графики скорости
и ускорений при трехпериод-
ной тахограмме с параболи-
ческим изменением скорости
в период пуска
95
’ 1
Плавный пуск и останов машины при людском подъеме согласно,
ОНТП 5-86 на первоначальном и конечном участках движения клетей?
протяженностью 1,5-2,0 м следует со скоростью не более 0,5 м/с.'
В таких случаях график скорости и для клетей получается семипе-’
риодным. !
При графиках с параболическим законом изменения скорости?
(рис. 1.13) путь, пройденный в период ускорения,
= (1.185)
3 3at
где продолжительность периода ускорения
2V ;
, (1.186).
«1
Расчет остальных периодов аналогичен расчету при трапецеидальном ;
графике скорости.
1.9. РАСЧЕТ ДВИЖУЩИХ УСИЛИЙ
Основное уравнение подъема в обшем случае имеет вид
М = м„ + Мат, (1.187)1
где М, Мст, Л7ДНН- моменты соответственно вращения на валу подъем-
ной машины, статической и динамической нагрузок на валу подъемной
машины, Н м.
Статический момент нагрузки подъема представляет собой разность
моментов поднимающейся и опускающейся ветвей относительно вала
вращения подъемной машины. Величина статического момента зависит
от статических натяжений канатов, Их радиусов навивки и сил шахтных
сопротивлений движению машины (силы трения, сопротивление воздуха
и пр.).
Динамический момент нагрузки имеет место в период неравномер-i
ной скорости движения сосудов, что может быть вызвано изменениями!
угловой скорости вращения машины или радиуса органа навивки.
В отдельных случаях подъема формула (1.187) принимает более
конкретный, удобный для расчета вид.
Так, например, при постоянном радиусе навивки (цилиндрические
барабаны и шкивы трения) с неопрокидными клетями основное уравне-
ние подъема имеет вид
F = [KQ + (w, - шхв)(Я - 2Х)]д ± Ет'а, (1.188)
где F- усилие на ободе барабана, Н; Х-путь, пройденный сосудом от
начала подъема, м.
В зависимости от наличия хвостового каната можно иметь три
случая: т№ — 0; шхв = тк и шхв > . После внесения этих значений
в формулу (1.188) уравнение подъема соответственно преобразуется.
96
Рассмотрим графики усилий в координатах F-Х для всех трех
случаев. При этом с целью упрощения расчета примем трехпериодный
график скорости с постоянными ускорением и замедлением.
Как видно из уравнения (1.188), изменение F по X имеет прямолиней-
ный характер, поэтому для построения графика F-Х достаточно найти
характерные точки по значениям X и а, а затем соединить их прямыми
линиями.
В случае тхя = 0 (рис. 1.14,а) система статически неуравновешена.
Основное уравнение примет вид:
F=[KQ + mK(H -2Х)]д ±Ът’а. (1.189)
Значения усилия для характерных точек:
в начале подъема (X = 0; а — at) Ft = [KQ + mtH]g + в конце
периода ускорения (X = Xt; а — at) F2 — [KQ + тк(Н — 2X,)]g + X х
х т'а1; в начале периода равномерной скорости (X — Х3; а = 0) F3 =
= [KQ + тк(Н — 2Xi)]g; в конце периода равномерной скорости (X =
= Xj + Х2; а - 0) F4 = {KQ + тк[Н-2(Х1 + Х2)]} д; в начале периода
замедления (X = X, + Х2; а——а3) F 5 — {KQ + тх[Н — 2(Xj +
+ Х2)]} — Zin'aj; в конце подъема (X = Xt + Х2 + Х3 = Н; а = — а3)
F„ = [KQ — ткН~\ д — Ет'«3.
4 - Песвианидзе А. В.
97
В случае mXB = mK (рис. 1.14,6) система статически уравновешена.;
Основное уравнение подъема:
F = KQg + l,m'a. (1.190)
Значения усилий в периоды: ускорения (о = п1) Ft = F2=KQg +
+ У,т'а1; равномерной скорости (а = 0) F3 = F4 = KQg; замедления:
(а = -а3) Fs =-F6 = KQg - .
В случае нгхв > гик (рис. 1.14,в) система статически переуравновешена. ]
Основное уравнение подъема i
F = [KQ - (жхв - тх)(Н - 2X)3g ± 1т’а. (1.191) Г
Значения усилий для характерных точек:
в начале подъема {X - 0; а = at) Ft — [KQ — (mXB — тх)Щд +
в конце периода ускорения (X = Xt; а = nJ F2 = [KQ — (mXB — mx)(H - j
— 2Xt)]g + Em'flj; в начале периода равномерной скорое га (X = Х^]
а = 0) F3 = [KQ — (mw — тх)(Н — 2XJ] д = Fz — Im'a,; в конце перво-,'
да равномерной скорости (X = Xt+X2; а = 0) F4 = {KQ — (mXB - .’
- hi,) [Я — 2(Xt + Хг)]} g; в начале-периода замедления (X = Xt + Х2;;
«= -а3) Fs = {KQ-(mxx-mx)[H-2(X1 + Х2)]}д - Ет"а3 = F4 -
— Ym'a3; в конце подъема (X = X, + Х2 + Х3 = Ff; а = — а3) F6— ;
= [KQ + (тхв-тх)Щд-Ет'а3. . i
Для графиков усилий в координатах F-х при постоянном радиусе,
навивки характерным является момент встречи сосудов в стволе (см. 1
рис. 1.14,а,в, точка О): ясно, что точке О должны соответствовать •
координаты X = Н/2 и F = KQg.
При подъеме с опрокидными скипами часть веса сосуда передается на |
разгрузочные кривые, разгрузка начинается раньше, чем сосуд дойдет до;
крайнего верхнего положения разгрузки.
С учетов этих обстоятельств основное уравнение подъема принимает:
вид:
F = [К — PC)Q+ астсос + (тх — тхв)(Н— 2Х)~\д ±^т'а, (1.192).'
где ас и Рс-коэффициенты, учитывающие изменение статического натя- '
жения каната.
Значение ас в формуле (1.192) берут со знаками плюс в начале,
и минус в конце подъема; во всех остальных случаях ас = 0 и член асшсм,
в формуле (1.192) отсутствует. Неуравновешенность мертвых весов-
сосудов появляется с момента начала отклонения ролика от вертикаль--
ной плоскости и изменяется от нуля (начало отклонения) до максималь-
ного значения (крайнее верхнее положение разгрузки сосуда). Отклоне-i
ние ролика наступает после прохождения в кривых некоторого прямоли-1
нейного участка (0,6-1,0 м). Таким образом, участок разгрузки состав-,
ляет часть от пути разгрузки, упомянутого выше. Однако в большинстве!
случаев для упрощения расчет а прямолинейным участком пренебрегают !
и за начало процесса разгрузки сосуда принимают момент входа ролика
в кривые.
Уменьшение веса полезного груза происходит вследствие того, что:
с начала разгрузки часть веса передается на разгрузочные кривые и часть1
98
слезного ископаемого просыпается в бункер до полной остановки
здъемного сосуда.
Величина Рс меняется от нуля (начало отклонения ролика) до некото-
рого максимального значения. В формулу (1.192) Рс подставляют только
Один раз-при расчете в конце подъема; во всех остальных случаях
Р. = о.
Численное значение Рс тем больше, чем быстрее разгружается сосуд
и чем больший вес полезного груза переходит на разгрузочные кривые.
'Так, например, если в конце подъема сосуд полностью разгружен, то
= 1, а если разгружается после остановки машины, Рс = 0 (неопро-
'кидные клети).
По данным проф. В. И. Киселева, Рс составляет:
Для опрокидных скипов.............0,6-1,0 (при липкой руде 0,6;
I при сухой руде 1)
Для скипов с отклоняющимся кузовом . 0,45 0,8
‘Для скипов с секторным затвором . . . 0,3-0,75
Для упрощения расчета изменение величин ас и рс от нуля до
максимального значения принимают по закону прямой линии:
а.х = <хс(1-^); (1.193)
1Ч=₽с-А (1-194)
* /1
р
где Ха, Ap-пути перемещения рамы, отсчитанные от начала соответст-
венно подъема и разгрузки, м; Лр-путь разгрузки, м.
Построим график усилий F-X (рис. 1.15) для опрокидных сосудов,
взяв для примера статически неуравновешенную систему (тхв = 0) и се-
мипериодную тахограмму.
Основное уравнение подъема согласно выражению (1.192) примет вид
F = [(К - рс)6 ± автсвв + тк(Я - 2Х)]д + Im'a. (1.195)
Усилия на ободе барабана:
в. начале подъема (X = 0; а = а0; Рс - 0; ас 0) = [KQ + автввв +
+ т*Н ]д + а0; в конце периода ускорения в разгрузочных кривых
7 X \
'(X = Хо; а = а0; Рс = 0; ас = а ) F2 = [KQ + ас1 1 -~ Iтсвс + т„ х
\ "р '
х (Я — 2X)] д + Хт'а0; в начале периода равномерной скорости в раз-
грузочных кривых (X = Хо; а = 0; Рс = 0; ас = ас ) F3 = [KQ + ас(1 —
Х0//гр)шсос + тк(Н — 2Х0)]д — F2 — 1,т'а0; в конце периода равно-
мерной скорости в момент выхода сосуда из разгрузочных кривых
:(Х = Х0 + Х'0 = Лр; « = б; рс = 0; ас = 0) F4 = [KQ + тДЯ-2Лр)]0;
в начале периода нормального ускорения (X = Лр; а = at; Рс = 0; ас = 0)
Fs = [KQ + тк(Н — 2Лр)]0 + Т,т'а1; в конце периода нормального
ускорения (X = йр + Х1; а = ; Рс = 0; ас = 0) F6 = {KQ +• тк[Н —
г 2(йр + XJJJg + Хт'а1; в начале периода равномерной скорости
4* 99
Рис. 1.15. График уси-
лий F-X для опрокид-
ных сосудов при тхв =
= 0 в случае семипе-
риодной тахограммы
(X = Лр + Xt; а = 0; рс = 0; йс = б) F7 = {KQ + mJH- 2(Лр + %,)]}» =
= F6 — Em'«1; в конце периода равномерной скорости (X = hp +
+ Xl+X2; rz = O; рс = 0; <хс = 0) F8 = {К£ + тк[Я - 2(Лр + Xj + ,
+ Х2)]}0,' в начале периода нормального замедления (X = Лр + Xt +
+ Х2; а = -л3; Рс = 0; ас = 0) Fg = {KQ + ткН - 2(Лр + Xt + Х3)]}9
— lm'a} = Fg — Ёт'а3; в конце периода нормального замедления (X -
= Лр + X, + Х2 + Х3 = Н —hp, а = -а3; рс = 0; ас = 0) Flo = [KQ -
— т*(Н — 2Лр)]д — Em'а3; в начале периода равномерной скорости,
в момент входа сосуда в разгрузочные кривые (X = Н — Лр; а = 0; Рс = 0;
ас = 0) Fn = [KQ — тк(Я — 2Лр)] д = Flo — Ет'д3; в конце периода
равномерной скорости в разгрузочных кривых {X — Н — Ха; <7 = 0;
Рс = PcJ «с = -%)F12 = [(^ - Рсу^С - - тк(Н - 2Ха)]д; в
х х «р Лр
100
начале периода замедления в разгрузочных кривых (X = Н — Хл; а =
= -а»; Ре = Рсх; «с = -%) F13 = [(* - )е - ас^тсос - т„(Я-
* х V «р / «Р
- 2А\)]д - £т'а„; в конце подъема (X = Н; а = -«а; Рс / 0; ас = — ас)
г14 = С(К - Рс)С - астсос - д - 1пГаа.
При подъеме с противовесом для расчета используют формулу
(1.188), подставляя нс полную массу полезного груза Q, а массу той
части, которая остается неуравновешенной противовесом.
Рациональным считается такой противовес, при котором масса
полезного груза уравновешивается наполовину. Так, например, клетевой
' подъем с противовесом, рассчитанный нормально для подъема массы Q,
будет иметь массу противовеса
mnp = + тваг + 0,5Q; (1.196)
если установку рассчитываю! в основом для подъема людей, то
тпр = тм + 0,5ел, (1.197)
где Qn- общая масса людей в клети, кг (при расчете принимают число
людей в клети 5 человек на 1 м2 полезной площади пола клети; средняя
масса одного пассажира-75 кг).
Применение хвостового каната при подъеме с противовесом не
связано ни с какими техническими неудобствами, поэтому для уменьше-
ния эффективных усилий подъема и соответственно мощности привод-
ного двигателя при подъемных установках с противовесом почти всегда
применяют равновесный хвостовой канат.
Основное уравнение подъема для противовеса при тхв = тк
F = (K-0,5)Qg±Xm'a. ’ (1.198)
График усилий при этом будет аналогичен графику, представленному
на рис. 1.14,6 где величина KQg будет заменена величиной (К — 0,5)бв-
Значительное уменьшение усилий при подъеме с противовесом обу-
словливает соответствующее снижение и мощности приводного двигате-
ля. Подъем с противовесом целесообразно применять во всех случаях,
где это приемлемо по условиям эксплуатации. Подъем с противовесом
расширяет область применения многоканатного подъема.
При клетевом подъеме режим спуска груза может являться нормаль-
ным; в таком случае основное уравнение подъема (с учетом К = 1,2)
принимает вид:
для двухклетсвого
F = [ -0,82 + (тх - т„)(Н - 2Х)] д ± Ът'а; (1.199)
для одноклетевого с противовесом
F = [-0,3(2 + (тх - ткв)(Н - 2Х)]д ± Тлп'а. (1.200)
Графики усилий часто требуется представить в виде функции от
времени. Для построения графиков в координатах F-t необходимо
основное уравнение F(X) заменить уравнением F(t).
101
Рис. 1.17. График усилий F-t для
опрокидных . сосудов при шхв = 0 в
случае шестипериодной тахограммы
Рис. 1.16. График усилий Ft при
тхв = 0 в случае параболического из-
менения скорости в период пуска
Так как зависимость между АГ и г в периодах ускорения и замедления
квадратичная, а в период равномерной скорости-прямолинейная, то на
графиках усилий в координатах F-t участки, соответствующие перио-
дам ускорения и замедления, будут криволинейными, а участки, соответ-
ствующие периодам равномерной скорости,-прямолинейными. Однако
кривизна настолько незначительная, что ею часто пренебрегают.
На рис. 1.16 и 1.17 в качестве примера представлены графики усилий
в координатах F-t для разных случаев подъема.
Динамику подъема с БЦК барабанами рассчитывают на основе
формулы (1.187). При этом формула основного уравнения подъема,
с учетом всех моментов громоздка и неудобна для использования,
поэтому расчет динамики подъема с БЦК барабанами характеризуется
некоторыми особенностями.
1.10. ЭФФЕКТИВНАЯ МОЩНОСТЬ ПОДЪЕМА
Эффективная мощность подъема
г V
D _ 1Л-3 J эфф ’max
Г.фф — 1U >
(1.201).
102
где Fmaii- максимальная ‘скорость подъема, м/с; т),-^КПД редуктора [см.
формулу (1.129)]; Еэфф эффективное усилие подъема, Н.
Эффективным усилием подъема называется постоянное по величине
усилие, при котором в течение продолжительности одного цикла подъ-
ема будет выделяться в двигателе такое же количество тепла, как и при
фактической, переменной нагрузке за этот же период.
Эффективное усилие также называется эквивалентным или средне-
квадратичным усилием.
В общем виде эффективное усилие подъема
/LFZZ
= (1.202)
где F н г-соответственно усилие и продолжительность элементарного
участка по графику усилий; Т^в-эквивалентная продолжительность
цикла, т. е. время, в течение которого двигатель, вращающийся с макси-
мальной скоростью, отдал бы окружающей среде такое же количество
тепла, как и за время одного цикла подъема.
Для общего случая семипериодной тахограммы (см. рис. 1.15)
7/кв — Pi(fo + t'o + Д + ?з + t'a + ta) + t2 + Р26, (1.203)
где pt и р2 -коэффициенты, учитывающие ухудшение охлаждения двига-
теля в периоды соответственно неустановившегося движения и во время
паузы; по данным ХЭМЗа, а также Южгипрошахта Pj = 0,5 и Р2 = 0,25.
Величину LF2/ определяют из графика усилий. Для этого график
усилий в координатах F-t разбиваем на участки с прямолинейным
изменением усилия, рассчитываем F 21 для каждого отдельного участка
и затем, суммируем.
Величину F21 для участка с продолжительностью t1 и прямолиней-
ным изменением усилия от Ft до F2 рассчитывают по формуле:
F2f = (F2 + FtF2 + Fz)y. (1.204)
Для частных случаев при постоянстве усилия на участке (Ft = F2)
F2r = Fht =Fjri; (1.205)
если одно из усилий равно нулю (например, Fz = 0),
F2z = F1j; (1.206)
при небольшой разности между Ft и Fa, а также незначительной
продолжительности периода G можно принять
F2t = (Fl+F22)^. (1.207)
Если усилия на участках имеют отрицательные значения, вызванные
применением механического тормоза с отключенным двигателем, то при
103
расчете YF2t эти участки пропускают (в этих периодах двигатель не
нагревается).
Для иллюстрации изложенного приведем несколько примеров опре-
деления эффективного усилия подъема Гэфф.
Графику усилий, представленному на рис. 1.14,6, будет соответст-
вовать
Гэфф = /-----F'tl + ; (1.208)
эфф V 0,5(<! + Г3) + Г2 + 0,250 4 ’
а на рис. 1.15
^фф
/ (F i + F 1)у + (F i + F I) + (F g + F 1)| + (F ? + F7 F8 + F g) | + (F h + F ? 2
’ 0,5(zo 4- t'o 4- tl 4- Z3 + t'a + za) 4- t2 4- 0,250
(1.209)
При графике моментов в координатах M-'t эффективный момент
подъема рассчитывают аналогично расчету эффективного усилия, приве-
денному в формулах (1.202) — (1.209), а эффективную мощность подъ-
ема-по выражению:
^=10-^, (1.210)
П:
где Мэфф- эффективный момент подъема, Нм; О максимальная часто-
та вращения барабана, с-1.
Эффективная мощность подъема, полученная на основе уравнения
(1.201) или (1. 210), не должна превышать мощности двигателя, выбран-
ного по ориентировочным расчетам (раздел 1.6). В противном случае по
расчетному значению Рэфф заново подбирают двигатель, и если при этом
маховой момент последнего значительно отличается от махового мо-
мента прежнего двигателя, то следует пересчитать элементы кинемати-
ки, динамики и эффективной мощности подъема.
Для окончательного выбора двигателя необходимо проверить его на
перегрузку:
= (1-2П)
где Fmax-наибольшее усилие на окружность барабана, Н; принимаю! по
графику усилий, а также расчету по формулам (1.80)—(1.83); FH-усилие
на окружность барабана, рассчитанное по формуле (1.150), соответст-
вующее номинальной мощности подъемного двигателя.
Для обеспечения достаточного момента вращения двигателя при
падении напряжения в питающей сети (в пределах допустимых норм)
коэффициент перегрузки, рассчитанный согласно формуле (1.211), дол-
жен удовлетворять условию:
104
^^0,85^, (1.212)
где Хн коэффициент перегрузки двигателя, который выбирают по ката-
логу (соотношение критического и номинального моментов X =
= Мкр/Мв).
При расчете подъемных установок с опрокидными сосудами (боль-
шая статическая неуравновешенность в начале подъема, большие движу-
щиеся массы при сравнительно небольшой массе полезного груза)
мощность приводного двигателя в основном выбирают из условия
допустимой перегрузки, так как мощность, определяемая по условиям
нагрева, недостаточна для преодоления возможных кратковременных
перегрузок машины.
1.11. РАСХОД ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ
И КПД ПОДЪЕМНОЙ УСТАНОВКИ
Полезный расход электроэнергии (кВт • ч) на подъем:
Q (кг) за один цикл
w- QH (1.213)
"" 102-3600’
1 т массы за один цикл (кВт/т)
Ж "»т 367 (1.214)
1 т массы на высоту 1 км (кВт-ч/т км) одинаков во всех случаях:
W„t =2,73. (1.215)
Фактический расход электроэнергии на один подъем (кВт-ч)
или /
ПЕМ/
IY — ф 1000-3600 Ч/Пл»’ (1.217)
1де Пдп КПД приводного двигателя; EF? или YMt рассчитывают по
графику соответственно усилий или графику моментов. Так, например,
для графика, представленного на рис. 1.14,6, будем иметь
T,Ft = Fitl+F3t2. (1.218)
Для графика, представленного на рис. 1.17.
ZFr = (F1 +F2)^ + (F3 + F4)^ + (F5 + F6)| + (F9 + F10)|. (1-219)
Аналогично формулам (1.218) и (1.219) рассчитывают ЕМ?.
105
Удельный фактический расход электроэнергии (кВт ч) на подъем:
1 т массы за один цикл (кВт ч/т)
(1.220)
(1.221)
W
%1т = ю3^;
1 т массы на высоту 1 км (кВт ч/т-км)
W
ж, = Ю6—4-.
ф1т.км QH
В приведенных формулах массу полезного груза Q принимают в кг,
а высоту подъема Н-в м. 1
Годовой расход электроэнергии (кВт ч) '
Жг = %1т(Л + Ло) + W, (1.222)
где Л-годовая производительность подъемной установки, т; Ао -годо-
вая выдача породы данной подъемной установки, т; Ж'-годовой расход
энергии на вспомогательные операции (подъем и спуск людей, леса,
материалов и пр.): для скиповой подъемной установки W = 0.
КПД подъемной установки
ж
"Ф1т
(1.223)
1.12. РАСЧЕТ ПУСКОВЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
И ВЫБОР СОПРОТИВЛЕНИЙ РЕОСТАТА
В отечественной практике шахтного подъема преимущественно
распространен пуск асинхронного двигателя с помощью металлических
реостатов и контрольно-релейной аппаратуры. Ввиду ограниченного
числа контакторов в стандартных станциях управления (нормально не
более 8) подъемный двигатель запускают с переменным моментом
вращения, изменяющимся по ступенчатой кривой (рис. 1.18). Построение
механических характеристик двигателя и выбор сопротивлений реостата
должны быть выполнены так, чтобы при этом с возможной точностью
были соблюдены расчетные величины параметров кинематики и дина*
мики подъема в период ускорения.
Пусковые сопротивления могут быть рассчитаны точно или прибли-
женно. В первом случае рассчитывают с учетом кривизны механических
характеристик асинхронного двигателя, а во втором-характеристики
принимают прямолинейными.
Далее приведен точный способ расчета пусковых сопротивлений
асинхронного двигателя шахтного подъема.
Из предыдущих расчетов известны: Р„-номинальная мощность при-
водного двигателя, кВт; пс~ синхронная частота вращения двигателя,
106.
Рис. 1.18. Схема к построению пусковых характеристик асинхронного двигателя
и расчету реостатных сопротивлений
об/мин; SH-номинальное скольжение (в некоторых случаях взамен 8Н
приводят номинальную частоту вращения ин), тогда
„ пс~п„
SH = -- (1.224)
«с
Ен, 1Н-номинальные соответственно напряжение (В) и ток (А) ротора;
Хн = Л/кр/Л/н коэффициент перегрузки двигателя (соотношение крити-
ческого и номинального моментов); гпус-общая продолжительность
периода ускорения, с; Г'-продолжительность цикла, с; F1; F2 и т.д,-
значения усилий на ободе барабана в период ускорения, Н: D- диаметр
барабана (органа навивки), м; i- передаточное отношение редуктора;
Г)Г КПД редуктора.
Номинальный момент двигателя
Мн = 9550Ри/пн. (1.225)
Величина' критического (опрокидного) момента
Мхр = ХкМи. (1.226)
Выбирая масштаб, на графике в координатах S M (см. рис. 1.18)
наносим линии моментов Ми и Mtp.
Моменты нагрузки на валу двигателя, соответствующие усилиям на
ободе барабана в период ускорения,
D
M = —~F = aF, (1.227)
2«rii
D
где а = постоянная величина для каждого конкретного случая
подъема, м.
107
На основе выражения (1.227) рассчитываем и наносим на графике
S-М изменение статического Мст и расчетного пускового Л/пус моментов
нагрузки. После нанесения на плоскости координат S-М всех упомяну-
тых моментов график может иметь вид, представленный на рис. 1.18.
Здесь рассмотрен случай двухпериодного пуска статически неуравнове-
шенной системы (при уравновешенной системе линии моментов Мх —
М2 и М3 — М4 будут параллельны оси S).
На графике (см. рис. 1.18) скольжение SFo (т. 0.9 на оси S) соответ-
ствует скорости подъемной машины Vo, когда движение с ускорением а0
заканчивается и начинается период нормального ускорения, с ускорени-
ем а, (см. рис. 1.12, б). Величину скольжения Sv определяем из
пропорции
Knax/ro = (i-sH)/(i-sFo), 1
откуда ). (1.228)
'SFo=l-yo(l-SH)/ymax. I
С целью упрощения расчетной схемы изменением момента нагрузки
Мз — М4 в период пуска пренебрегают, допуская нагрузку постоянной и
равной среднеарифметическому значению,
Изменение нагрузки М3-М4 за период пуска при неуравновешенных
системах незначительно и вызвано уменьшением массы каната из-за
сокращения его длины отвеса.
На рис. 1.18 нанесены также линии моментов пикового (MmK) и
переключения (Мпер), ограничивающие отклонения пускового момента
двигателя от среднего его значения Мпусх. Отклонения могут достичь
30-35% в каждую сторону.
При построении графика величину отклонения пускового момента
можно оценить визуально, а потом рассчитать и проверить.
При окончательном выборе значений Мтр и Мпих должны быть
соблюдены условия:
Мпер>1,15 (1.230)
Мтк < 0,85 Мкр. (1.231)
При меньших значениях Мпср пуск будет значительно растягиваться
по времени, что недопустимо (двигатель нагревается, уменьшается
производительность подъема), а при больших значениях МПИ1[ можно
ожидать уменьшение среднего значения пускового момента,двигателя,
что также приведет к увеличению времени пуска (в случае падения
напряжения в питающей сети в допустимых нормах критический момент
двигателя уменьшается и может оказаться меньше Л/ПИ1[).
В случае неудовлетворения условий (1.230) и (1.231), естественно,
108
отклонение пускового момента от среднего его значения следует умень-
шить, учитывая, что при этом число пусковых ступеней, и соответствен-
но контакторов, увеличится.
После нанесения на графике всех моментов-моментов нагрузки,
характерных моментов двигателя и уточнения значений Мпер и Л/ПН1[
моментов начинаем строить пусковые характеристики.
В представленном на рис. 1.18 случае механические характеристики
удобно разбить на две группы: 1) служащие для получения до выхода
сосуда из разгрузочных кривых маневровых скоростей до Vo, м/с и 2) на
которых осуществляется пуск машины с нормальным ускорением а1,
после выхода сосуда из кривых. Первую группу характеристик и соот-
ветствующих ступеней реостата условно назовем предварительными, а
вторую - пусковыми.
Построим характеристики только в их устойчивости ветви (до
критического скольжения). Для этого находим шесть точек, определяю-
щих кривизну характеристики, которых вполне достаточно для построе-
ния. При этом точка синхронной скорости пс (координаты М = 0;
5 = 0)- общая для всех характеристик, а остальными пятью точками
будут точки скольжения, соответствующие моментам нагрузки: Мк,
Мпер, Мпус, Л/ПН1[ и Мкр. Величины скольжения обозначим соответственно
SH > Snep , S„yc , Smx и SKp , где индекс т будет показывать порядковый
номер характеристики на графике (нумерация увеличивается в сторону
ротора); для естественной характеристики т = 0.
Как известно, для крупных асинхронных двигателей, пренебрегая
величиной внутреннего активного сопротивления обмоток статора,
уравнение механической характеристики имеет вид
5 5^’
(1.232)
где Мкр, 5кр-критические соответственно момент и скольжение.
Из выражения (1.232) для устойчивости части характеристики имеем
(1.233)
Соотношение Мкр и характерных моментов нагрузки обозначим
? Л»р-?. _ ; М-р • М-р лэ
1ин J -пер /гхпус 1У1пик
Тогда величины скольжения при этих моментах нагрузки:
109
Величины, помещенные в скобках, показываю! степень уменьшение
скольжения по сравнению с критическим, в зависимости от моменте
нагрузки, и постоянны для всех характеристик двигателя; назовем их,
моментными коэффициентами скольжения и обозначим
к„ = к- ~ I;
• ^пер = ^пер — л/^пер — 1 »
^"пус ^*пус у/^пус 1 5
• ^пнж = ^пиж — х/^-пиж ~ 1 •
' (1.236)1
Введем коэффициенты скольжения в уравнения (1.235), тогда
SH — SKp-KH j
С = С 1Z
° пер uKpxvnep’ L
С —. С IZ
°пус °кр *vnyc ’
С —: С 1Z
‘’пик °кр.хпик • J
На основании равенства величин Snep и 5ПИК двух смежных характера
стик критическое скольжение
sKP = csKP .
*РП1 Kpm + 1
'V
(1.237|
(1-238)
где
ПИК
(1.239)2
пер
SKPw+1 -критическое скольжение предыдущей характеристики.
Согласно изложенному, величины скольжения для пост роения пуско-.
^ых характеристик легко могут быть определены в следующем порядке::
на основе формул (1.234), (1.236) и (1.239) определяем численные’
значения коэффициентов Кк, /Спер, Кпус, Ктк и С; •
критическое скольжение естественной характеристики (исходное зна- '
чение для расчета)
S«p0 = + xA« - Di (1.240)-
критическое скольжение при искусственных характеристиках рассчи-
тываем согласно уравнению (1.238);
на основании выражения (1.237) для отдельных характеристик опре--
деляем величины скольжения при разных моментах нагрузки:
S„
ит
X
™Рт
с
°пуст
х
пнкт
Построение начнем с пусковых характеристик.
НО
= SK К ;
4>т и
= ^»Рга^пеР’
_ с К *
кРт ПУС’
_ С
14 ПИК-
НН
(1-241)
Примем условие, что первая из пусковых характеристик, на которых
;Должен разгоняться двигатель со средним ускорением ait проходила в
точке (Sr , Л/пив) (см. R3 рис. 1.18). В таком случае общее количество
пусковых °характерисгик без естественной
f Sy
m = lg—5-/lgC. (1-242)
йпн,1о
Здесь все величины известны, а скольжение на естественной характе-
ристике при нагрузке двигателя Л/пик на основе формул (1.241) опреде-
ляю! из выражения
SnHKo = SKPoKmK. (1.243)
Если пусковые характеристики строятся не со скольжения Sv (т. е. с
момента выхода сосуда из кривых со скоростью Vo), а с неподвижного
ротора, тогда в формуле (1.242) взамен SV() следует подставить 1
(скольжение при неподвижном роторе).
Полученное по формуле (1.242) значение т округляют до целого
числа и устанавливают число реостатных ступеней (т — 1) (после окру-
гления т до целого числа первая пусковая характеристика уже не будет
проходить в упомянутой точке, она сместится вверх или вниз, в
зависимости оз того, в какую сторону округлили). Следует стараться,
чтобы число пусковых ступеней в сумме с числом предшествующих
ступеней (обычно не превышающих 3) не превосходило восьми-макси-
мального количества контакторов в стандартных роторных магнитных
станциях. При острой необходимости в применении числа реостатных
, ступеней более 8 можно • принять спаривание двух, шести или семи-
контакторных станций (на практике такие случаи встречаются редко).
Известно, что с увеличением количества пусковых ступеней возрас-
тает срок службы элементов подъемной установки (канатов, барабанов,
соединительных муфт, редукторов и пр.), но удорожает роторная
станция управления. При этом обнаружено, что для уменьшения дина-
мической нагрузки на элементы подъемной машины наиболее эффектив-
но число пусковых ступеней увеличить до 10 пусковых характеристик,
далее эта эффективность снижается.
Первую ступень сопротивления 7?рев (полное сопротивление) исполь-
зуют для проверки каната или осмотра ствола. Величину момента Мрев,
соответствующую характеристике этой ступени, в каждом конкретном
случае рассчитывают, а в предварительных расчетах она может быть
принята равной » 1/3 Л1н. При нормальных пусковых операциях
секцию сопротивления для ревизии каната, при отсутствии в этой
ступени шунтирующих контакторов, можно выключать (закорачивать),
замыкая специальный рубильник. Для построения характеристики Ярев,
по аналогии с формулой (1.228), определяем скольжение двигателя при
ревизионной скорости
V
(1-244)
' твх
где FpCB-ревизионная скорость, м/с. Из точки синхронной скорости,
проведя линии через точку (5Грев; Мрсв), строим механическую характе-
I1J
ристику jRpeB. Величину момента нагрузки на валу двигателя рассчиты- '
ваем при ревизии машины.
Вторая ступень сопротивления в основном предназначается для
получения скорости дотягивания при автоматизации процесса замедле-
ния и рассчитывается для нормальной нагрузки (Л/ст). По аналогии
с формулми (1,228) и (1.244) скольжение двигателя при скорости дотяги-
вания
V
5ип=1-тЛ(1-5н). (1.245)-
'шах
Проведя из точки синхронной скорости линии через точку (SVn; Мст),
строим механическую характеристику jRP Характеристику jR1; помимо
основного назначения, можно использовать для подтяжки кинематической
системы машины перед пуском или в отдельных случаях-для осу-
ществления ревизионной скорости при осмотре ствола.
Характеристика R2 служит для вывода порожнего скипа из разгру-
зочных кривых в начале подъема. Для того, чтобы вывести скип из
кривых с расчетным ускорением а0, необходимо, чтобы характеристика
R2 (исходящая из точки синхронной скорости) проходила посередине
отрезка линии моментов М1-М2 (см. рис. 1.18). Так как моменту Мх на
графике соответствует скольжение, равное 1, а моменту М2-скольжение
SVq, характеристика R2 должна проходить через точку, которой на
отрезке Mt-M2 соответствует скольжение S = (1 + 8Ио)/2. Характе-
ристики jRpeB, jRj и jR2-практически прямые линии.
При построении характеристик иногда требуется построить дополни-
тельную промежуточную характеристику. В таком случае поступаем
следующим образом. Проводим эту характеристику на глаз, от руки,
там, где она должна проходить: берем любую точку на этой характе-
ристике, определяем координаты этой точки, допустим (Sz; Afz), и
рассчитываем критическое скольжение этой характеристики по аналогии
с формулой (1.240).
«м,2 = 5г(Хг + - 1), (1.246)
где Хг = (Икр/Мг- коэффициент перегрузки двигателя в момент Mz
(желательно для этих целей по возможности использовать имеющуюся,
на графике линию момента с соответствующим коэффициентом пере-
грузки X).
Перемножая SBpz на моментные коэффициенты Кн, Кпер и т.д.,
находим (если это требуется) значения соответствующих величин сколь-
жений: SHz, Snepz и т.д. В случае необходимости точку пересечения этой
характеристики с линией абсцисс определяем по формуле
<а-247)
После построения всех механических характеристик рассчитываем'
роторные сопротивления.
112
Общее сопротивление для каждой ступени рассчитывеют по формуле
Rn,= RaSHmy ' (1.248)
Где Лд-номинальное сопротивление ротора,
Е
R^-^-; (1.249)
SHm-номинальное скольжение т-й характеристики; для характеристик,
имеющих пересечение с линией номинального момента, Мн берут из
схемы или по расчету [(см. формулу (1.241)], а для характеристик; не
имеющих пересечения с линией момента (см. рис. 1.18 характеристики
Rpc„ и R}), определяют из выражения
Мн
S„ =—- (1.250)
т MR ’
где MRm~величина момента в точке пересечения оси абсциссы с данной
характеристикой [ берут из графика или вычисляют на основе формулы
(1-247)].
Сопротивление шунтируемых секций реостата
rm=Rm~Rm + 1- (1-251)
Для расчета относительной продолжительности включения ступеней
роторных сопротивлений (ПВ) необходимо определить продолжитель-
ность их включения, т. е. время, в течение которого секция реостата
находится под током.
Длительность пусковой ступени определяют на основе времени
переходного процесса нарастания скорости на ступень. Для этого
находим приведенное к валу приводного двигателя значение махового
момента подъемной установки
где Ew'-приведенная к окружности органа навивки масса подъемной
установки, кг; D диаметр органа навивки, м.
Механическая постоянная времени переходного процесса для каждой
пусковой ступени
_ GDyCTn0
т 375 М„ "т'
(1.253)
(1.254)
Длительность переходного процесса ступени
, n 1 ^пик„, ~ ^СТт
т = Втм---------^Г~ ’
^nepm
где значения моментов МтКт, Мперт и МСТт принимаю! согласно расчету
или из графика характеристик.
113
Длительность включения предварительных ступеней jRpeB и Rt (см.
рис. 1.18) принимают по 0,75 с на каждую ступень.
На основе проведенных расчетов уточняют фактическую суммарную
т
продолжительность периода пуска и соответственно фактическое
1
время цикла Т'ф. Следует ожидать, что последнее будет несколько
отличаться от значения, полученного при расчете элементов графика
скорости (см. раздел 1.8).
Относительная продолжительность включения двух предваритель-
ных ступеней составит:
ПВ^ = 0,75/Т'ф; 77Б1 = 2 77Врсв = 1,5/Т'ф. (1.255)
Относительная продолжительность включения для пусковых ступе-
ней (в том числе и jR3)
т
ПВт = Ыт1Тф, (1.256)
1
где т- порядковый номер ступени.
Эффективное значение силы тока для ступени, с достаточной для
практических расчетов точностью, определяем по фромуле
4фф = ат1я (1.257)
где 1Я-номинальный ток приводного двигателя по каталогу, Л; ат-ко-
эффициент эффективной силы тока ступени (отношение эффективного
тока к номинальному).
Допуская!,, что при изменении силы тока на ступени в пределах
/max ^min эффективное значение силы тока можем заменить среднеари-
фметическим его значением (7тах + /т1п)/2, и учитывая при этом, что
в устойчивой части механической характеристики сила тока в асинхрон-
ном двигателе изменяется пропорционально моменту нагрузки, оконча-
тельно принимаем а = (Mmax + Mmin)/2MH. Следовательно, коэффициент
эффективной силы тока в случае, рассмотренном на рис. 1.18, будет
иметь вид:
для пусковых ступеней
ат = (МПИх + Мпер)/2Мн; (1.258)
для характеристики R2
а2=(М1+М2)/2Мя; (1.259)
для предварительных ступеней
ареВ = Мрев/Мя; dj = (1.260)
Результаты растров R, г, ПВ и /эфф удобно представить в виде
таблиц.
По значениям /эфф, ПВ и г выбираем стандартные ящики сопротивле-
ния и устанавливаем схему соединения элментов в отдельных ступенях'
114
Таблица 1.24. Характеристика стандартных ящиков сопротивлений ЯС2 и ЯС1 с чугунными элементами
Номенкла- турный Си 1> S О I!
6 м S 3-
Число элемен- ТОН в ящике
опустимый ток, А повторно-кратковремен- ный при ПВ, % 6 12,5 20 40
Ч продол- житель- ный
Сопротивление, Ом по ступеням 1 2 3 4 5
К© & О В
Номер 1
Тип
оосоосососоооо
СЧСЧСЧСЧСЧГ4«МГ\1ГЧСЧТГТГТГТГ
V) СЧ ОО О- СЧ
4© 04 СЧ Г- Г*1
ос о on сч «м сч
г—• О'. ОС Г" 4© tr-
’st m сп сч сч
ee 4©
ооооооо^-
X© СЧ‘С сч 4© о
т-^ГЧ ел УЧОО
счсчсчгчсчсчсчсчечсчт-кт-чт-н—<
ииииииииииииии
Примечания. 1. Сопротивление указано при холодном состоянии элементов. При нагреве оно повышается примерно на 10% на каждые
1ООСС.
2. При превышении температуры элементов сопротивлений, равном 265°С, и длительности включения в повторно-кратковременном режиме
до 30 сек.
3. Допустимая нагрузка для всех видов номеров 5.8 кВт при превышении температуры элементов сопротивлений 265°С.
115
Таблица 1.25. Характеристика ящиков сопротивлений типа КФ с фехралевыми
элементами
Номер Соответ- ствую- щий но- мер ящи- ка с чуу гуннымй элемен- тами Сопротивление, Ом Допустимый ток при т — 810°, А Масса, кг
ящи- ка ступеней продол- житель- ный повторно-кратковре- менный при ПВ, %
6 12,5 20 40
50171 5 о,1 5 х 0,02 372 1332 1003 804 580 30
50172 7 0,13 5 х 0,026 313 125 848 678 490 30
50173 10 0,2 5 х 0,04 263 943 709 567 410 30
50174 14 0,29 5 х 0,058 221 796 599 479 346 30
50161 20 0,385 5 х 0,077 185 668 490 401 289 30
50162 28 0,51 5 х 0,102 157 566 424 341 246 30
50163 40 0,8 5 х 0,16 131 472 355 284 204 30
50164 55 1,15 5 х 0,23 ПО 401 300 240 173 30
50165 60 1,6 5 х 0,32 93 339 254 204 147 30
50166 ПО 2,1 5 х 0,42 80 285 213 171 123 30
50-167 75 3,0 6 х 0,45+1 х 0,3 67 244 183 147 106 30
50168 105 . 4,2 6 х 0,63 + 1 х 0,42 57 206 50 125 90 30
Примечание. Допустимые значения силы тока получены умножением соответ-
ствующих значений сил тока для ящиков с чугунными элементами на 1,73.
Рис. 1.19. Графики для выбора Я1 циков пусковых сопротивлений с чугунными
и фехралевыми элементами
116
a
6
Рис. 1.20. Схема отводов ящиков сопротивлений с чугунными элементами типов
ЯС2 (а); ЯС1 (б) и фехралевыми элементами типа КФ (в)
реостата. При этом необходимо предусмотреть, чт обы длительный ток,
допустимый для реостата при данной схеме соединения ящиков сопро-
тивлений, превосходил ток ревизии (т. е. значение тока, который может
иметь место в двигателе при ревизии канатов и осмотре ствола).
Технические данные ящиков сопротивлений с чугунными и фехрале-
выми элементами приведены в табл. 1.24 и 1.25. Эти же данные для
удобства расчетов на рис. 1.19 представлены в виде графиков.
В стандартных ящиках сопротивлений с чугунными элементами (рис.
1.20, а, 6) все элементы соединены последовательно, а башмаки отводов
расставлены в определенных местах. Однако в случае необходимости
элементы можно весьма просто пересоединить и получить любую
нужную величину сопротивления.
По сравнению с чугунными фехралевые элементы (рис. 1.20, в) имеют
рад преимуществ: не бьются, не боятся перегрева (допускают нагрев до
85О°С), сопротивление их мало зависит от температуры. Однако ящики
с фехралевыми элементами дороже чугунных. Пересоединение элементов
в ящике затруднено, в результате чего можно пользоваться лишь
имеющимися выводами, что не всегда удобно.
Ящики сопротивлений с фехралевыми элементами имеют те же
габариты, то же количество выводов, те же сопротивления и допускае-
мые токи, что и ящики с чугунными элементами, и практически явля-
ются взаимозаменяемыми.
Сопротивления желательно выбирать из ящиков одного номера,
а при составлении схем соединений элементов обходиться, где это
возможно, без пераллельного соединения.
Глава 2
ОСНОВЫ ТЕОРИИ РАСЧЕТА КАНАТОВ
ДЛЯ МНОГОКАНАТНЫХ ПОДЪЕМНЫХ
МАШИН С КАНАТОВЕДУЩИМ ШКИВОМ
ТРЕНИЯ
2.1. НЕКОТОРЫЕ СВЕДЕНИЯ, СВЯЗАННЫЕ
С РАСЧЕТОМ КАНАТОВ
В МК подъеме в настоящее время применяют как прядевые, так и
закрытые канаты. Прядевые канаты могут быть круглопрядные и трех-
граннопрядные. В круглопря*дных канатах пряди в сечении круглые,
в трехграннопрядных-треугольные. Пряди состоят из проволоки разного
диаметра. В круглопрядных и трехграннопрядных канатах используют
проволоки только круглого сечения.
В закрытых канатах применяют провлоки как круглого, так и
фасонного сечений. Использование проволок фасонного сечения в на-
ружных слоях закрытых канатов дает возможность максимально при-
близить форму сечения каната к кругу, что создает благоприятные
условия для равномерного распределения давления каната по поверх-
ности желоба футеровки канатоведущего шкива и тем самым уменьшает
величину удельного давления.
При расчете канатов пользуются понятиями разрывная длина каната
и прочная длина кайата.
Разрывной длиной каната называют длину, при которой канат рвется
от собственного веса. Разрывную длину каната можно определить из
условия
еткЬрлзр = <т£пр, (2.1)
откуда с учетом формулы (1.54) имеем
^разр = “- (2-2)
10
Для предотвращения разрыва канатов при эксплуатации необходимо
выбирать их с запасом на прочность, учитываемую коэффициентом Z.
Прочной длиной каната называет ся длина, при которой запас проч-
ности в канате от собственого веса находится на пределе, т.е. в
расчетном сечении каната уже досигнут минимальный предел допусти-
мого значения коэффициента запаса прочности Z. В соответствии с этим
прочную длину каната в технической литературе иногда называют также
предельной длиной каната.
118
Согласно поясненному, прочная длина каната с учетом выражения
(2-2)
В случае подвески груза на канат прочной длины канат не разорвется,
если нагрузка не превысит разрывную силу, но коэффициент запаса
прочности станет меньше нормы, что недопустимо.
Для соблюдения норм запасов прочности каната необходимо, чтобы
сумма весов концевого груза и каната не превышала вес прочной длины
каната, т.е. необходимо удовлетворить условие
т0 + тк Н < (214)
Yoz
Это значит, что в конкретном случае наличия каната (т. е. при известных
параметрах т,, ст, у0, коэффициентом запаса прочности Z полностью
определяется масса концевого груза, которую можно поднимать на
данную высоту Н,-
т0 = - Н ). (2.5)
. или наоборот-высота подъема, на которую можно поднимать груз с
массой нг0,-
Yoz "С
Поэтому при расчете канатов коэффициенту запаса прочности следует
уделить особое внимание.
Увеличение массы концевого груза влечет соответствующий рост
> массы каната шк [см. форму (2.5)], что вызывает увеличение диаметров
' каната, органа навивки и в итоге значительно увеличивает общую массу
подъемной машины в целом и удорожает ее. В таких случаях целесооб-
I разно взамен одного каната с большой массой брать несколько канатов
равной с ней суммарной массой или взамен одноканатного подъема
применять многоканатный подъем, что уменьшит диаметр каждого
I каната и, соответственно, массогабаритные размеры подъемной маши-
ны и ее стоимость.
Исходя из равенства масс одного каната и суммарной массы многих
i канатов с учетом пропорциональности массы каната к квадрату его
| диаметра можно установить следующий, закон уменьшения диаметра
i каната при переходе на МК подъем
= (2.7)
. / И
i V к
где JOK и dM диаметры канатов соответственно при одноканаТном и МК
подъеме; пк- число подъемных канатов при МК подъеме.
119
Ztn'/Q
Рис. 2.1. Зависимость приведенной
массы грузовых подъемных машин в
относительных единицах от высоты
подъема
Двухбарабанная машина, двухскиповый
подъем, = 0: /--ДМ3, 2-НКМЗ; одноба-
рабанная машина НКМЗ, односкиповый
подъем: 3-тхв = 0, #-тхв = тв; 5 многока-
натная машина ДМ3, односкиповый подъем,
тхв = т«
Уменьшение диаметра каната одноканатного подъема в раз дает
возможность во столько же раз уменьшить диаметр канатоведущего
шкива в МК подъеме. Последнее уменьшает крутящий момент на
коренном валу машины, что при данной мощности подъема соответст-
вует увеличению частоты вращения канатоведущего шкива и уменьше-
нию габаритов редуктора и приводного двигателя, а это существенно
уменьшает массу машины. Проведенные в этом направлении исследова-
ния показали, что в случае выбора подъемной машины для одних и тех
же условий, коэффициент массивности (приходящаяся на одну тонну
полезного груза масса подъемной машины) при цилиндрических бараба-
нах значительно превышает коэффициент массивности при МК подъеме
и отношение этих коэффициентов с увеличением высоты подъема воз-
растает. Так, например, из рис. 2.1 видно, что при высоте подъема
Н = 500 м отношение коэффициентов массивности колеблется в преде-
лах це = 1,1 — 1,4; при Н = 1000 м оно возрастает до рс = 1,3 — 2,1,
а при высоте подъема Н = 1500 м достигает величины ре = 1,4 — 2,5. По
этим показателям можно судить и о стоимости самих подъемных машин.
Для одной и той же конструкции каната, при одинаковом значении
отношения диаметра органа навивки к диаметру каната, удельное
давление каната на футеровку органа навивки также будет одинаковым,
как при одноканатном, так и при МК подъеме.
Многоканатный подъем аналогичен одноканатному подъему со шки-
вом трения и представляет систему соединенных в одно целое и
работающих вместе отдельных одноканатных шкивов трения. Количест-
во желобов равно количеству подъемных канатов, которое всегда четное
для того, чтобы на поверхности ведущего шкива они чередовались
направлением свивки наката. Количество подъемных канатов практи-
чески берут от двух до восьми. Система подъема статически всегда
уравновешена с помощью хвостовых канатов, число которых составляет
два или три.
120
При МК подъеме нет необходимости в применении парашютных
устройств, что упрощает условия эксплуатации машины. Положитель-
ные стороны дают МК подъему значительные преимущества по сравне-
нию с одноканатным барабанным подъемом как при подъеме с глубоких
горизонтов, так и (как будет показано далее) при подъеме больших
грузов с небольших глубин. При одинаковых канатах МК подъем по
сравнению с одноканатным дает возможность во столько раз увеличить
массу концевого груза, сколько подъемных канатов находится в МК
подъемной машине. Наблюдающееся за последние годы широкое приме-
нение МК подъема в горной промышленности следует объяснить его
большой экономической эффективностью.
Из-за наличия шкива трения расчет МК подъема по сравнению с
расчетом барабанных подъемных машин характеризуется рядом особен-
ностей, из которых основными являются проскальзывание каната и
удельное давление каната на футеровку канатоведушего шкива.
При расчете МК подъема необходимо выполнить три следующих
условия: 1) должны быть удовлетворены предусмотренные Правилами
безопасности нормы запаса прочности каната; 2) удельное давление
каната на футеровку канатоведущего шкива не должно превышать
допустимой нормы; 3) должны быть обеспечены условия нескольжения
каната по канатоведущему шкиву.
Рассмотрим эти условия в отдельности.
2.2. ЗАПАС ПРОЧНОСТИ КАНАТА
При расчете канатов (см. разд. 1.3) пользуются статическим коэффи-
циентом запаса прочности каната, или, просто, коэффициентом запаса
прочности, который определяют из соотношения
Z = ^5, (2.8)
где 2разд-разрывное усилие каната, Н; S - статическое натяжение кана-
та, Н.
Для канатов, находящихся в эксплуатации, разрывное усилие прини-
мают на основе испытаний и оно составляет сумму разрывных усилий
отдельных проволок; при этом разрывные усилия проволок, не выдер-
жавших нормы на перегиб и разрыв, в расчет не принимают. Для новых
канатов за разрывное усилие принимают значение суммарного разрыв-
ного усилия всех проволок каната по каталогу.
Максимальное статическое натяжение S в формуле (2.8) берут со-
гласно расчету. Так, например:
при отсутствии хвостового каната, а также в случаях шхв = тк
S = (тд + ткН)д; (2.9)
при тяжелых хвостовых канатах, т. е. при т*в > тк,
S = (т0 + тхъН)д, (2.10)
121
где тхв-масса одного метра хвостового каната, кг/м.
Из-за многообразия условий эксплуатации канатов строгое обосно-
вание нормы запаса прочности каната представляется сложным. Вместе
с тем такие нормы существуют и они опираются на практические опыты
или являются результатом расчетов, выполненных на основе некоторых
допущений.
Опыт эксплуатации канатов показывает, что чем больше предел
прочности проволоки на разрыв (ст), тем быстрее разрушаются канаты в
месте прикрепления к подъемному сосуду, что требует смещения каната
у коуша, перепанцировку. Из-за отсутствия такой возможности при
шкивах трения в МК подъеме применение канатов с повышенным
пределом прочности нецелесообразно. Предел прочности подъемных
канатов отечественного производства обычно не превышает 1764 МПа.
Как было отмечено ранее, с уменьшением z прочная длина каната Lnp
увеличивается и создается возможность увеличения массы концевого
груза при подъеме с одной и той же высоты или, что то же самое,
увеличения высоты подъема при подъеме одного и того же груза. Таким
образом, уменьшение норм коэффициента запаса прочности-одно из
эффективных средств увеличения грузоподъемности каната и соответст-
венно производительности подъема.
О возможности уменьшения запаса прочности каната пропорцио-
нально увеличению высоты подъема говорит и тот факт, что с увеличе-
нием высоты подъема влияние динамических усилий в верхнем сечении
каната, у направляющего шкива, уменьшается. Это явление объясняется
теоретическим расчетом и замечается в практике. Экспериментально
доказано, что максимальные напряжения в канате возникают при
маневрах на приемной площадке, при резкой остановке подъемной
машины с начальной скоростью 0,5-1,0 м/сек. Эти наиболее опасные
динамические усилия с увеличением глубины подъема уменьшаются.
Проф. В. Д. Белый доказал, что снижение коэффициента запаса
прочности каната пропорционально увеличению глубины подъема даже
в том случае, если исходить из наименее неблагоприятных условий и
принять, что с увеличением глубины подъема динамические усилия в
верхнем сечении каната остаются постоянными. К такому заключению
приходит и автор на основе следующих расчетов.
Максимальное натяжение в верхнем сечении каната с учетом динами-
ческой силы
Ттах = (то + ткн + цт0)д, (2.11)
где р показывает отношение динамической силы к весу концевого груза
Р = ^динАпо0- (2.12)
Отношение разрывного усилия каната к Ттах обозначим
«о = 6разр/Гта, = wxLpa3pg/Tmax. (2.13)
122
Подставляя значение 7max из формулы (2.11), определяем
тж = (1+р)т0/(Ь»зр_я). (2.14)
Масса 1 м подъемного каната на основе формулы (2.5) с учетом
выражения (2.2)
= (2-15)
Из условий (2.14) и (2.15) с учетом (2.2) окончательно имеем
(1 + И)ио
1 +и0Я—
(2-16)
Из формулы (2.16) видно, что если коэффициенты р и п0 являются
постоянными, то с увеличением глубин подъема коэффициент запаса
прочности каната будет уменьшаться (коэффициенты у0 и Z- параметры
каната и, естественно, в конкретном случае они будут постоянны). В
действительности р и л0- величины переменные, зависящие от глубины
подъема. В частности, зависимость ц = f (Н) выражается формулой:
а/ т_Н\
И = - 1 +— •
0
На основе формулы (2.15) с учетрм (2.3) можем написать
т,/т0 = Я/(Ьпр-Я).
Подставляя (2.18) в (2.17), окончательно получаем
f__£np_
<?Ьпр-Я’
где a-ускорение (замедление) сосуда, м/с2.
Прочная длина каната определяется величиной минимального, преде-
ла коэффициента запаса прочности и в соответствии со значениями Zmin
по табл. 2.1 в условиях глубокого подъема; для современных шахтных
подъемных канатов она может колебаться в самых широких пределах
порядка Lnp = 2500 — 4500 м. Для примера, допуская 1*р = 3000 м,
Н = 1500 м и а = 1 м/с2, из (2.19) определяем р » 0,2. Как увидим далее,
при максимальных концевых грузах, т. е. при максимальном использова-
нии грузоподъемности подъемных канатов, имеем р < 1. С увеличением
глубины подъема р увеличивается, практически оставаясь в пределах
0,1 < р < 1. Увеличение р вызывает увеличение 7так и уменьшение п0. Из
выражения (2.16) вытекает, что эти изменения р и п0 влияют на величину Z в
сторону уменьшения. Таким образом, анализируя формулу (2.16), ви-
дим, что при больших глубинах подъема не ухудшая безопасность
эксплуатации подъемных канатов можно снизить величину коэффи-
циента запаса прочности Z.
т„Н
И10
(2-17)
(2.18)
(2.19)
123
Таблица 2.1. Значения коэффициентов запаса прочности подъемных канатов
Подъемные установки По постоян- ному запасу прочности По переменному запасу прочности (Н > 600 м)
Z
Людские 9 13 5
Г рузо-людские 7,5 10 5
Грузовые 6,5 8,5 4,5
Все одноканатные установки со шкивами 8 11,5 5
трения (людские, грузо-людские и грузо- вые); многоканатные людские и грузо- людские Грузовые многоканатные 7 9,5 4,5
На основе изложенного МАКНИИ рекомендует при глубоком подъе-
ме рассчитывать канаты с переменным запасом прочности и при этом,
наряду с установлением минимальных пределов запаса прочности
(Zmin), ввести дополнительно еще один расчетный коэффициент запаса
прочности, определяющий отношение суммарного разрывного усилия
всех проволок каната к весу концевого груза (без учета веса каната),-
Z0 = 6ра1р/^О0- (2-20)
Таким образом, при выполнении расчета канатов с переменным
запасом прочности необходимо одновременно соблюдать нормы двух
предельных значений этого коэффициента Zo и Zmin.
Согласно условию (2.20) вес концевого груза остается постоянным
независимо от глубины подъема. В таком случае имеется возможность
определить зависимость коэффициента запаса прочности от глубины
подъема Z(H) с учетом как статических, так и динамических усилий.
Расчет динамического коэффициента запаса прочности каната, т. е.
коэффициента с учетом динамических сил, при этом сводится к следую-
щему.
Коэффициент запаса прочности каната в общем случае
Z = rckLpa3pfi(/Tmax. (2.21)
Максимальное натяжение в верхнем сечении каната, с учетом дина-
мической силы, согласно (2.11)
Ттах = [ (1 + и) '«о + Н] д. (2.22)
Максимальная масса концевого груза согласно выражению (2.20)
"гО=6ра1р/0^О = '«ЛРазр/2О- (2-23)
С учетом последнего коэффициент р выразится
= (m0 + mxH)a = a m,Lnp = aLpa3p/Zmin = a Zo 24)
дт0 дткЬрлзр/Zo д Lpajp/Z0 gZmin
124
i
!' Рис.' 2.2. График изменения стати-
i, веского (ZCT) и динамического (ZJ1M)
коэффициентов запаса прочности при
людском МК подъеме (Z0 = ll,5;
ZTOin = 5,0; а - 0,75 м/с2) для трехгран-
нопрядного каната: ГОСТ 3085-80;
Yo = 0,1077 МПа/м; <т = 1800 МПа
На основе выражений (2.22), (2.23) и (2.24) окончательно получаем
(2-25)
Формула (2.25) устанавливает зависимость динамического коэффи-
циента запаса прочности каната от глубины подъема. Для определения
зависимости статического коэффициента запаса прочности каната от
глубины подъема в формулу (2.25) подставляем а = 0 и она принимает
вид
(226>
— + —н
Zo а
Для иллюстрации на рис. 2.2 представлены соответствующие графи-
ки. Подставив численные значения, получим:
Z =_________1______ Z = -___________1______
дин 0,1 +0,00006// ” 0,087 + 0,00006//
Из графиков (см. рис. 2.2) хорошо видно, что влияние динамических
сил на запас прочности каната с увеличением глубины подъема умень-
шается. Так, например, если разность между статическим и динами-
ческим коэффициентами запаса прочности каната при Н — 0 составляет
11,5—10 = 1,5, или 13%, то при глубине подъема, равной Н =
— 7/тах = 1900 м, эта разность уменьшается и составляет 5 — 4,7 = 0,3,
т. е. 6%.
Значения коэффициентов запаса прочности каната определяются
Правилами безопасности (ПБ) и зависят от назначения и глубины
подъема. По глубине вертикальные стволы условно делят на две группы.
К первой группе относят, неглубокие и средней глубины стволы, при
которых высота подъема не превышает 600 м (7/ 600 м), а ко
второй-глубокие стволы, при которых высота подъема > 600 м (Н >
> 600 м). Значения коэффициентов при постоянном и переменном
запасах прочности каната приведены в табл. 2.1.
Согласно ПБ расчет канатов по постоянному запасу прочности в
зависимости от глубины подъема не ограничивается, а расчет канатов по
125
переменному запасу прочности допускается только при высотах подъема
> 600 м.
Вместе с тем, как показывает анализ, с целью эффективности исполь-
зования грузоподъемности канатов (обеспечения максимальных конце-
вых грузов) выгодно, чтобы канаты рассчитывали: при высотах подъе-
мов до 600 м- по постоянному коэффициенту запаса прочности, а свыше
600 м-по переменному коэффициенту запаса прочности, что практи-
чески всегда выполняется.
Рассмотрим принцип расчета канатов по постоянному и переменно-
му запасам прочности.
Расчет каната по постоянному запасу прочности заключается в том,
чтобы было выполнено лишь одно условие-при расположении макси-
мального концевого груза на наинизшем уровне величина коэффициента
запаса прочности в опасном сечении каната была не меньше, чем это
предусмотрено по табл. 2.1. Опасным сечением считают сечение каната у
крайнего верхнего направляющего шкива или у самого канатоведущего
шкива (органа навивки) при его расположении в башенном копре, где
статическое натяжение в канате достигает максимального значения. Что
касается расчета каната по переменному запасу прочности, то в этом
случае одновременно должны быть выполнены два условия: 1) отноше-
ние суммарного разрывного усилия всех проволок каната к весу конце-
вого груза (без учета веса каната) не должно быть меньше предусмотре-
но по табл. 2.1 значения Zo; 2) величина коэффициента запаса прочности
в опасном сечении каната при расположении максимального концевого
груза на наинизшем уровне не должно быть меньше предусмотренного
по табл. 2.1 значения Zmin.
Для ясного представления результатов расчета каната по постоянно-
му запасу обратимся к нагрузочным характеристикам канатов.
Нагрузочная характеристика каната представляет собой график, выра-
жающий функциональную зависимость между максимальным значени-
ем массы концевого груза и высотой подъема -m0 = f(H). В дальнейшем
под максимальным значением концевого груза будем подразумевать тот
груз, которому соответствуют минимальные значения коэффициента
запаса прочности каната по табл. 2.1.
Массу концевого груза при постоянном запасе прочности каната
/ ст
рассчитывают согласно уравнению (2.5), имеющему вид т0 = тк I т--
\4oz
Первый член этого уравнения является постоянным, так как согласно
положению расчета, в данном случае коэффициент запаса прочности
каната при любой высоте подъема должен быть постоянным Z = const, а
ст
это означает, что и прочная длина каната останется постоянной----=
То z
= Lnp = const. При этом график функции т0 —f(H) или, что то же самое,
нагрузочная характеристика каната при постоянном запасе прочности
126
выглядит в виде прямой (рис. 2.3, а). Для наглядности на этом же
рисунке показано, что в пределах изменения массы концевого груза
О т0 < mKLnp коэффициент, запаса прочности каната для любой высо-
ты подъема остается постоянным (рис. 2.3, б). Если нагрузочная характе-
ристика каната построена для конкретного случая, то тогда она позво-
ляет графическим способом весьма просто определить величину макси-
мального концевого груза для любого значения высоты подъема.
Совершенно другую картину получаем при анализе функциональной
зависимости т0 =f(H) в том случае, когда канат рассчитывают по
переменному запасу прочности.
Как "уже отмечалось, при расчете канатов по переменному запасу
прочности необходимо, чтобы одновременно были удовлетворены два
условия: чГобы нормы ПБ на коэффициенты Zo и Zmin (см. табл. 2.1)
были выдержаны.
Эти условия, заключающиеся в том, чтобы отношение суммарного
разрывного усилия всех проволок каната к весу концевого груза (без
учета веса каната) было не меньше предусмотренной ПБ нормы (см.
табл. 2.1, значения Zo), предопределяют максимальное значение веса
концевого груза, который согласно уравнению (2.20),
^00 = %^- (2-27)
Как видно, при расчете по переменному запасу прочности вес
концевого груза не является функцией высоты подъема, его максималь-
ное значение определяется формулой (2.27) и остается постоянным при
любой глубине шахты, пока высота подъема не достигнет предельного
значения Нтах. Под Ятах понимают высоту подъема, при которой запас
прочности в канате достигает предельно минимального значения Zmin.
Величину Ятах можно определить из уравнения баланса масс
т0 + »1к Ятах = тк Lnp. (2.28)
В данном случае прочная длина каната составляет
Lnp=b^. (2.29)
^min
Подставляя в уравнении (2.28) значения (2.27), (2.29), а также
Сразр = ^к^разр0 ’ (2.30)
и, учитывая выражение (2.2), окончательно получим '
Ятах = - Z°~Zmin. (2.31)
7О A) ^min
Нагрузочная характеристика каната совместно с графиком Z = f (И)
для расчета по переменному запасу прочности представлена на рис. 2.3,
в, г. Из рисунка видно, что в пределах высоты подъема Q-//max масса
концевого груза при всех случаях глубины шахты остается постоянной
127
к ^пр
Рис.2.3. Нагрузочные характеристики каната
(см. рис. 2.3, в), а запас прочности с увеличением высоты подъема
уменьшается (см. рис. 2.3, г). После достижения предельных значений
(7/max; Zmin) запас прочности каната должен оставаться постоянным, что
требует соответственного уменьшения веса концевого- груза. На этом
участке нагрузочной характеристики картина аналогична той, которую
имеем при расчете каната по постоянному запасу прочности (см. рис. 2.3,
а, б).
Для сравнения нагрузочные характеристики каната на рис. 2.3, д
представлены вместе для обоих случаев расчета-по постоянному и по
переменному запасу прочности. Расчет выполнен для круглопрядного
каната ГОСТ 7668-80; у0 = 0,097 МПа/м; ст = 1568 МПа; £разр = ст/уо =
= 16 165 м. Рассмотрены четыре варианта расчета каната для грузовых
подъемных установок:
Нагрузочные характеристики построены на основе следующих расче-
тов:
I-одноканатный подъем с цилиндрическими барабанами, Z = const;
Z = 6,5; Lnp = Lpa3p/Z = 16 165/6,5 = 2487 м; т0 = (2487 - //)тккг.
II-МК подъем, Z = const;
Z = 7,0; Lnp = Lpa3p/Z = 16 165/7,0 = 2309 м; т0 = (2309 - Н)тккг.
III-одноканатный подъем с цилиндрическими барабанами, Z = var;
Z = 8,5; Zmin = 4,5; Lnp = l^/Z^ = 16 165/4,5 = 3592 м;
Hmax .= Lpa3pZfi ~Zmin = 16 165 8,5 ~ 4,5 = 1690 m;
max разр Z()Zmln 8,5 ’ 4,5
16 165
m0 =-----E— = ---------m = 1902 тккг.
0 Zo 8,5 K
IV-МК подъем, Z = var;
Zo = 9,5; Zmin = 4,5; Lnp
bpa3p 16 165
16 165
4,5
= 3592 m;
Zo - Zmin 9,5 - 4,5
Hmax = b0a3p——= 16 165 —--------- = 1890 m;
max разр 9,5’4,5
mxLna,n 16 165
m0 =-------= —m = 1702 m = 1702 тк кг.
Zo 9,5
На оси ординат (см. рис. 2.3, д) отложено не абсолютное значение
массы концевого груза, а эквивалентное ему значение массы каната, что
удобно для выполнения расчетов по выбору подъемных канатов. Напри-
мер, требуется выбрать канаты для скипов 1СН 20-2 при высоте
подъема //=1125 м. Из каталога скипов (см. табл. 1.3) находим:
т0 = тс + Q = 17 500 + 19 700 = 37 200 кг. На рис. 2.3, д высоте подъема
Н=1125 м соответствует максимальное значение концевого груза с
эквивалентной массой каната (в кг): при одноканатном подъеме с
5 - Песвианидзе А. В. 129
цилиндрическими барабанами-1902 тк, а при МК подъеме-1702 тк. В
случае применения одноканатного подъема понадобится канат, масса
1 м которого составляет. 37 200 = 1902 тк, т.е. = 19,6 кг/м. Последней по ।
ГОСТ 7668-80 соответствует канат с массой 1 м, равной 19,8 кг,
диаметром 72 мм. При таких нагрузках и высоте подъема 1125 м
вариант одноканатного подъема с цилиндрическими барабанами отпа-
дает. Выбираем вариант МК подъема. В таком случае суммарная масса
1 м подъемных канатов составит 37 200 = 1702 тк, откуда тк = 21,86 кг/м.
Принимаем четыре подъемных каната; тогда масса 1 м каждого будет
21,86:4 = 5,47 кг/м. По каталогу ГОСТ 7668-80 выбираем стандартный
канат массой тк = 6,08 кг/м, диаметром 39,5 мм и разрывным усилием
всех проволок каната 965 кН (естественно, разрывное усилие должно
соответствовать значению о = 1568 МПа, которое было положено в
расчет представленных на рис. 2.3, д нагрузочных характеристик каната).
Из рис. 2.3, д можно сделать несколько заключений. Предел высоты
подъема 600 м, после которой ПБ допускают расчет каната по перемен-
ному запасу прочности, выбран практически правильно. Расчет канатов
для высот подъема до 600 м целесообразно вести по постоянному, а
свыше 600 м-по переменному запасу прочности. Так, например, при
высоте подъема Н = 1250 м при расчете каната по постоянному запасу
прочности каждый килограмм массы 1 м каната при одноканатном
подъеме может поднять концевой груз массой 1237 кг, тогда как при
расчете по переменному запасу прочности этот же канат имеем право
нагружать массой 1902 кг, т.е. на 665 кг больше, что существенно.
Аналогичным расчетом определяем, что разность масс для МК подъема
составит 465 кг. В условиях расчета каната' по переменному запасу
прочности каждый килограмм массы 1 м каната при одноканатном
подъеме с цилиндрическими барабанами позволяет поднимать концевые
грузы на 1902 — 1702 = 200 кг больше по сравнению с МК подъемом в
тёх же условиях. Это вызвано разницей, существующей между коэффи-
циентом запаса прочности Zo одноканатного с цилиндрическими бара-
банами и МК подъемов. Она объясняется тем, что при МК подъеме нет
возможности проводить лабораторные испытания канатов один раз
в каждые шесть месяцев, как при одноканатном подъеме с цилиндри-
ческими барабанами и поэтому нормы запаса прочности при МК
подъеме несколько завышены. Несмотря на это, при больших глубинах
подъема и больших грузах МК подъем по сравнению с одноканатным с
цилиндрическими барабанами характеризуется значительной экономи-
ческой эффективностью.
2.3. УДЕЛЬНОЕ ДАВЛЕНИЕ КАНАТА НА ФУТЕРОВКУ
КАНАТОВЕДУЩЕГО ШКИВА
В подъемных машинах со шкивами трения давление каната на
шкив-один из важных параметров. Он предопределяет конструктивное
исполнение канатоведущего шкива, его габариты, возможности приме-
130
нения разных фрикционных материалов для футеровки шкива и в целом
эксплуатационные качества машины.
При расчете органов навивки со шкивами трения пользуются парамет-
ром, показывающим среднее значение удельного давления на футеровку
шкива (в МПа), которое определяется формулой
&P = (Si +S2)/Dd, . (2.32)
где S] и S2~статические натяжения канатов соответственно поднимаю-
щейся и опускающейся ветвей, Н; D и d—диаметры соответственно
приводного шкива трения и подъемного каната, мм.
Формула (2.32) написана для одноканатного шкива трения, но она
действительна и для случая многоканатного шкива трения (МК подъе-
ма), при котором под обозначениями и S2 подразумевают суммарные
статические натяжения канатов поднимающейся и опускающейся ветвей,
а под d-суммарный диаметр канатов.
Допустимые значения удельного давления каната на футеровку
канатоведущего шкива зависят от свойств ,футеровочного материала и
конструкции каната и ограничиваются Правилами безопасности. С
точки зрения равномерного распределения удельного давления каната
на поверхность желоба футеровки шкива закрытые канаты имеют
преимущества по сравнению с прядевыми, что в свое время явилось
причиной широкого применения закрытых канатов на МК подъеме
(закрытые канаты в основном применяют в качестве несущих канатов на
подвесных канатных дорогах). Завод-изготовитель МК подъемных ма-
шин-Донецкий машиностроительный завод им. Ленинского комсо-
мола, рекомендует пользоваться следующими расчетными нормами
удельного давления на футеровку канатоведущего шкива: для прядевых
канатов АР < 2 МПа, а для закрытых канатов ДР < 2,5 МПа. При
выполнении расчетов следует предусмотреть также опыт эксплуатации
МК машин, который показал, что существующая футеровка приводных
шкивов из полихлорвинилового пластиката при давлении 1,6-1,65
МПа работает устойчиво и срок ее службы в отдельных случаях
достигает 6 лет. При повышении удейьного давления до 1,8-1,95 МПа
срок службы футеровки резко сокращается и, как правило, составляет 5-10
месяцев [1]. Здесь же отметим, что для надежного сцепления каната со
шкивом прядевым канатам следует отдать предпочтение по сравнению с
закрытыми канатами.
Для удовлетворения норм удельного давления каната на шкив
необходимо брать канатоведущий шкив с соответствующим диаметром.
Такая возможность практически не всегда имеется из-за ограничения
максимального диаметра канатоведущего шкива стандартных типов
машин, изготовляемых на заводе.
Определим необходимый диаметр канатоведущего шкива, при кото-
ром в случае максимального нагружения подъемных канатов будут
удовлетворены существующие нормы удельного давления каната на
шкив. Для решения этой задачи следует в формулу (2.32) ввести значение
(S] + S2) для максимального нагружения канатов, выраженное в функ-
5*
131
ции параметров, влияющих на величину Ар, и определить D.
Максимальное значение силы давления каната на шкив (St + S2 )max
рассчитываем исходя из следующих соображений.
Здесь и в дальнейшем при расчете подъема со шкивами трения будем
принимать, что система статически уравновешена, т.е. mxs = mK.
Рассмотрим двухскиповый (двухсосудный) подъем. В этом случае
максимальное давление каната на шкив в общем виде
(5т + S2)max ^2SX-Qg, (2.33)
где Q-масса полезного груза, или тоннаж скипа, кг.
При массе порожнего скипа тс общая масса концевого груза
то = тс + Q- С2-34)
Обозначая
* = mJQ, (2.35)
массу полезного груза можно выразить так:
е = т0/(1+«Р). (2.36)
С учетом (2.36) условие (2.33)
(231)
S2 - это сумма весов концевого груза и отвеса каната, которая, естествен-
но, не может быть больше веса каната прочной длины, т. е. должно быть
удовлетворено условие (2.4). Исходя из этого принимаем
si=mxL„pg. (2.38)
Рассмотрим наиболее тяжелые условия с точки зрения данного
расчета, когда МК машину используют для подъема с глубоких горизон-
тов.
При подъеме с глубоких горизонтов (Н > 600 м) канаты рассчит ыва-
ют по переменному запасу прочности, при' котором прочная длина
каната
Aip ^раэр / ^min *
С учетом (2.39) выражение (2.38) примет вид
S^paap
1 =ткв^^-
^min
(2.39)
(2.40)
Массу концевого груза в данном случае, как отмечалось ранее,
рассчитывают по формуле (2.23)
Подставив значения (2.40) и (2.23) в выражение (2.37) с учетом
формулы (2.2) будем иметь
ж 2(1 + T)Z0 - Zmin
(Si+SjJmax т*9 Л + T’Z Z
ГО V1 т * •<c0Z-min
(2.41)
132
На основе выражений (2.32) и (2.41) окончательно получим
2с &Pdy0 (l + V)ZeZ^
Формула (2.42) выведена для двухскипового (двухсосудного) подъе-
ма. В случае односкипового подъема с противовесом взамен условия
(2.33) будем иметь
(S1 + S2)max = 2S1-O,5e0 (2.43)
и на основе аналогичных преобразований расчетная формула диаметра
канатоведущего шкива примет вид
_mtga4(l+4>)Z0-Zniin
lc APdy0 2(1 +T)Z0Zrain ’ ( ’
Для того, чтобы по формулам (2.42) и (2.44) определить диаметр
канатоведущего шкива, при котором в случае максимального нагруже-
ния подъемных канатов минимально будут удовлетворены нормы удель-
ного давления канатов на шкив, необходимо в эти формулы подставить
конкретные значения параметров каната тк, ст и у0, а также коэффици-
ента массивности скипа Т, минимальные нормы коэффициентов запаса
прочности каната (значения Zo и Zmin по табл. 2.1) и максимально
допустимое значение удельного давления ДР. В результате получим то
предельное значение необходимого диаметра канатоведущего шкива,
при котором можно будет осуществить подъем максимальных концевых
грузов с глубины, равной Нтах.
Для иллюстрации изложенного в табл. 2.2 приведены результаты
расчета, который выполнен для максимальных диаметров, приведенных
в табл. 1.7; 1.5 и 1.9, круглопрядных (ГОСТ 7668- 80), трехграннопряд-
ных (ГОСТ 3085-80) и закрытых (ГОСТ 10 506-76) канатов. В расчете
рассматриваются случаи двухскипового подъема (Zo = 9,5; Zmjn = 4,5)
при соотношении масс скипа и полезного груза *Р = 1. Масса концевого
груза (т0); максимальная высота подъема (Нтах) и требуемый диаметр
канатоведущего шкива (£)) определены по формулам соответственно
(2.23), (2.31), (2.42).
Приведенные в табл. 2.2 значения концевых грузов соответствуют
одному канату; при количестве подъемных канатов, равном иж, масса
концевого груза соответственно будет в пх раз больше.
Из табл. 2.2 видно, что по грузоподъемности современные канаты
вполне удовлетворяют требованиям, необходимым для подъема из
больших глубин максимальных концевых грузов. При этом для удовлет-
ворения норм удельного давления канатов на шкив в случае канатов,
выполненных по ГОСТ 7668-80, потребуются шкивы диаметром более
9,5 м. Однако максимальный диаметр канатоведущего шкива стандарт-
ных МК подъемных машин не превышает 5 м (см. табл. 1.13). Это
накладывает свои ограничения на область применения МК подъема.
В частности, необходимо уменьшить массу концевого груза при высоте
подъема Нтах или уменьшить высоту подъема при подъеме максималь-
133
Таблица 2.2. Предельные глубины подъема Нпих и НпихШ_5м| при максималь-
ном нагружении канатов (подъем двухскиповый; приходящаяся на один канат масса
концевого груза т0 соответствует наиболее тяжелому канату для данного
стандарта)
Канат /лк, кг/м d, мм МПа То. МПа/ м АЛ МПа д мм fn0, кг LJ п та* * М •^Апах(Л 5 м)’ М
Трехгранно- прядный (Т) 10,95 50 1764 0,106 2,0 6972 19 182 1947 1014
Круглопряд- ный (К) 19.8 72 1764 0,097 2,0 9567 37903 2128 418
Закрытый (3) 14,17 50 1568 0,085 2,5 8000 27515 2158 792
ных концевых грузов. Для того, чтобы выяснить, насколько существен-
ны эти ограничения, обратимся опять к расчету. С этой целью выведем
формулу, устанавливающую общую зависимость между высотой подъе-
ма и диаметром канатоведущего шкива для подъема максимальных
концевых грузов при заданных параметрах каната.
Для этого достаточно в формулах (2.42) и (2.44) взамен Zmin ввести
величину изменения коэффициента запаса прочности от высоты подъема
Z = f(H) и решить формулы относительно И.
Из уравнения баланса масс в общем случае имеем
m0 + mx// = mK%e, (2.45)
Z
где Z показывает запас прочности в канате при некоторой высоте
подъема Н. Подставляя в уравнение (2.45) максимальное значение
массы концевого груза, согласно (2.23) будем иметь
bpasp / Zo + тж Н = mR Lpa3p / Z, , (2.46)
откуда
г=£разр/^ + я). (2.47)
Подстановкой (2.47) в формулы (2.42) и (2.44), с учетом выражения
(2.2), окончательно получим для подъема:
двухскипового
Н APDd 2(1+40-1 а .
2с 2шк0 2(1+Т) 7oZo’
односкипового с противовесом
'• Im.S 4(1+4*) ToZ„
Предельные высоты подъема HnaxiD=SMj при максимальных концевых
грузах, ограниченные применением канатоведущего шкива со стандарт-
134
дым максимальным ч диаметром, равным D = 5 м, рассчитанные по
формулам (2.48) и (2.49), приведены в табл. 2.2.
Высоте подъема //тах(Ю=5М) соответствуют максимальные концевые
нагрузки или, что то же самое, минимальное значение коэффициента
Zo = 9,5. Если требуется осуществить подъем из глубин больших, чем
Hmax(D=s мр то в таком случае необходимо будет соответственно умень-
шить массу концевого груза с тем, чтобы удельное давление канатов на
шкИв АР не превышало допустимые нормы. Уменьшение массы конце-
вого груза равносильно, как уже отмечалась, увеличению значения
коэффициента Zo.
Выведем формулу зависимости т0 = f(H), позволяющую рассчитать
допустимые значения масс концевого груза для высоты подъема Н при
заданных параметрах каната и канатоведущего шкива.
На основе (2.23) и (2.2) формула массы концевого груза имеет вид
иг, <т
т0 = (2.50)
Vozo
откуда
С учетом последнего из выражений (2.48) и (2.49) определяем расчет-
ные формулы массы концевого груза:
для двухскипового подъема
2(1+Т) /АР \
то(2с) = ~т‘Н)' <2-52)
для односкипового подъема с противовесом
4(1+Т) /ДР \
“w = т*н)- (253)
(2.54)
Как уже было сказано, при всех случаях Н > //max(D=5 м) рассчитанные
по формулам (2.52) и (2.53) массы концевых грузов будут меньше, чем
возможно максимальные их значения, рассчитанные по формуле (2.23),
по причине увеличения коэффициента Zo, который примет вид:
т, ст
7 • —___5__
ф То^Оф
где т0 -фактическое значение массы концевого груза, рассчитанной по
формулам (2.52) или (2.53).
Отношение фактического и нормативного значений коэффициентов
Z и Zo покажет, во сколько раз уменьшилась масса концевого груза по
сравнению с ее максимально возможным значением. Так, например, из
табл. 2.2 видно, что трехграннопрядный канат ГОСТ 3085-80, ст =
= 1764 МПа, при диаметре канатоведущего шкива D = 5 м позволяет
поднимать максимальный концевой груз массой около 19,2 т при высоте
135
Рис.2.4. График зависимости отношения масс концевых грузов двухскипового
и односкипового с противовесом подъемов от коэффициента массы скипа
подъема 1014 м. Если потребуется при тех же условиях поднимать груз с
высоты, равной 1500 м, то тогда согласно формуле (2.52) необходимо
будет массу концевого груза брать не более 12 т, т.е. на 37,5% меньше
возможно максимальной.
Следует обрат ит ь внимание и на то, что из сравнения формул (2.52) и
(2.53) в одинаковых условиях подъема масса максимального концевого
груза при двухскиповом подъеме больше, чем при односкиповом с
противовесом. Такое явление объясняется следующим образом.
Если возьмем одинаковые массы концевых грузов, то при одинако-
вой высоте подъема удельное давление каната на шкив в односкиповом
подъеме будет больше, чем в двухскиповом, на величину 0,5 Q, т.е. на
такую величину, на какую масса противовеса превосходит массу порож-
него скипа [см. формулы (2.33) и (2.43)]. Для того, чтобы удельное
давление каната на канатоведущий шкив в обоих случаях оказалось
одинаковым, необходимо уменьшить массу концевого груза в односки-
повом подъеме.
Разделив выражение (2.52) на выражение (2.53), получаем коэффи-
циент, показывающий, во сколько раз масса концевого груза двухскипо-
вого подъема может превосходить массу концевого груза односкипового
подъема с противовесом,-
Т + 0,75
~ Т + 0,5 ’
(2-55)
136
Не трудно доказать, что таким же будет соотношение между массами
полезных грузов (рис. 2.4).
Естественно, что при коэффициенте производительность двухски-
пового подъема будет в 2 раза больше производительности односки-
пового подъема. Так, например, в случае Ч* = 1, что наиболее характер-
но для современных скипов МК подъема, имеем = 1,16 и соответст-
венно двухскиповая подъемная машина может иметь производитель-
ность в 2Е,е = 2 х 1,16 = 2,32 раза больше, чем односкиповая машина с
противовесом, а не в 2 раза больше, как это принимают при общем
сравнении производительностей двух- и односкиповых подъемов. Это
следует учесть при сравнении технико-экономических показателей для
окончательного выбора оптимального варианта подъема.
2.4. УСЛОВИЯ НЕСКОЛЬЖЕНИЯ КАНАТА
ПО КАНАТОВЕДУЩЕМУ ШКИВУ
В связи с опасностью проскальзывания каната по канатоведущему
шкиву предъявляют повышенные требования к машинам со шкивом
трения. Особое внимание должно быть уделено тому, чтобы в нормаль-
ных условиях режима работы машины была исключена возможность
проскальзывания каната. Даже незначительные, на первый взгляд, ошиб-
ки, допущенные в этой части расчета, могут стать причиной невосполни-
мых жерт в и огромного материального ущерба.
Для более ясного представления о проскальзывании каната по шкиву
рассмотрим некоторые понятия и критерии, связанные с трением.
Для пояснения физической сущности трения существуют механичес-
кая, молекулярная и молекулярно-механическая теории. Существующее
между канатом и канатоведущим шкивом трение наиболее удобно
объяснить на основе механической теории трения, согласно которой
трущиеся поверхности, как бы тщательно они не были обработаны, все
равно являются шереховатыми, т. е. имеют выступы и впадины разно-
образных форм. При воздействии на трущуюся пару сдвигающей силы,
выступы соприкасающихся поверхностей тел задевают друг друга,
деформируются и создают сопротивление, уравновешивающее сдвиг. С
увеличением сдвигающегося усилия пропорционально увеличивается и
сила деформации выступов, т. е. сила сопротивления сдвигу. После того,
как сдвигающее усилие превысит максимальное значение силы деформа-
ции выступов или силы сопротивления, начинается относительное дви-
жение. Различают три вида сил трения: 1) неполную силу трения покоя;
2) полную силу трения покоя; 3) силу трения движения.
Неполная сила трения покоя имеет место в диапазоне деформаций
выступов соприкасающихся поверхностей трущейся пары до отрыва
одного тела от другого. Неполная сила трения покоя равна по модулю и
противоположна по направлению сдвигающему усилию. При этом
происходит микроскопическое, невооруженным глазом незаметное, от-
носительное смещение соприкасающихся тел, называемое предваритель-
137
1' I
1 I
j ным смещением и обусловленное упругими и пластическими деформа-
’ пнями трущихся тел.
Полная сила трения покоя по величине равна предельному значению
неполной силы трения покоя и ей соответствует максимальная величина
предварительного смещения. Как неполная, так и полная силы трения
покоя характеризуются тем, что имеют место в диапазоне предваритель-
ных смещений, равны по модулю и противоположны по направлению
сдвигающему усилию, действующему на трущиеся тела.
Сила трения движения возникает при наличии относительного движе-
ния между телами или скольжении. Она не зависит от величины
движущей силы, численно меньше или равна движущей силе и всегда
направлена противоположно движению.
Отношение силы трения к силе нормального (перпендикулярного к
плоскости) давления между трущимися поверхностями называется коэф-
фициентом трения и рассчитывается:
в зоне предварительных смещений
Леи = (2.56)
на пределе зоны предварительных смещений
L^F^JN-, ' . (2.57)
при скольжении
I .faB = Fm/N, (2.58)
где FHen, Гполн-соответственно неполная и полная силы трения покоя, Н;
Кда-сила трения движения, Н; N- нормальное давление, Н.
При практических расчетах обычно используют два значения коэф-
фициента трения: коэффициент трения покоя, представляющий собой
коэффициент полной силы трения покоя и коэффициент трения движения
или скольжения. Первый из этих коэффициентов рассчитывают по
. формуле (2.57), а второй-по формуле (2.58). Коэффициенты трения
покоя и движения иногда называют соответственно статическим и
динамическим коэффициентами трения.
При расчете подъема с канатоведущими шкивами трения применяют
коэффициент трения/, под которым подразумевают коэффициент трения
покоя, т.е. коэффициент, соответствующий полной силе трения покоя
между канатом и футеровкой канатоведущего шкива.
Скольжение каната по шкиву имеет место за счет наличия разности
между натяжениями канатов поднимающейся и опускающейся ветЬей,
которую также называют силой скольжения. В данном случае она
является движущей силой, которой препятствует имеющаяся между
канатом и шкивом сила трения, зависящая от коэффициента трения и
угла обхвата шкива канатом.
Зависимость между силами скльжения и трения или, что то же самое,
зависимость между натяжениями ветвей канатов с учетом силы трения
выражается формулой Эйлера
Л = Т2е'*, (2.59)
138
где Тг - натяжение груженой ветви или большее натяжение, Н; Т2 натя-
жение порожней ветви или меньшее натяжение, Н; е-основание нату-
рального логарифма;/-коэффициент трения между канатом и канато-
ведущим шкивом трения; а-угол обхвата шкива канатом, рад.
Как уже отмечали, / представляет собой коэффициент полной силы
трения покоя, т. е. предельное, максимальное значение коэффициента
трения покоя. Легко понять, что в таком случае проскальзывание каната
по шкиву начнется после того, как натяжение груженой ветви превысит
величину, соответствующую правой части уравнения (2.59). Таким обра-
зом, для обеспечения нескольжения каната необходимо соблюдать
условие
Т
(2.60)
‘1
Для большей наглядности картины скольжения каната по шкиву из
обеих сторон уравнения (2.59) вычтем Т2, тогда оно примет вид
Ту - Т2 = Г2(е/а — 1). (2.61)
Здесь
FCK = Ту - т2 (2.62)
является силой скольжения каната по шкиву, а
FTp = 72(е^ - I) (2.63)
-силой трения между канатом и шкивом, препятствующей скольжению.
Естественно, для обеспечения условий нескольжения необходимо иметь
F
Р = (2.64)
где р - коэффициент безопасности против скольжения.
Для расчета МК шахтных подъемных установок с канатоведущим
шкивом трения вводят коэффициент, показывающий отношение стати-
ческих натяжений груженого (Sy) и порожнего (S2) ветвей канатов [3]:
K„ = Sy/S2. (2.65)
Согласно ОНТП 5-86 численное значение этого коэффициента сле-
дует принимать: при коэффициенте трения 0,2 Кст 1,27; при коэффи-
циенте трения 0,25 Кст < 1,5. По рекомендациям завода-изготовителя
МК подъемных машин для коэффициента трения 0,3 можно принять
Кст < 1,75. Эти нормы, по мнению автора, несклько завышены.
Коэффициент Кст довольно удобен для расчетов, так как определить
его численное значение нетрудно (для этого достаточно знать массы
канатов и концевых грузов, которые в конкретных условиях подъема
всегда известны), и он позволяет устанавливать закономерности между
отдельными расчетными параметрами.
При установлении нормативных значений коэффициента Кст следует
исходить из следующих соображений.
139
Формула Эйлера (2.60)-критерий надежности нескольжения каната,
она остается в силе при всех случаях изменения усилий Tt и Т2 и строго
требует, чтобы их отношение не превышало величины ег“. В этой связи
выявление условий нескольжения каната сводится к исследованию при-
чин изменения натяжений груженой и порожней ветвей канатов Тг и Т2 с
тем, чтобы установить пределы изменения этих натяжений, исключаю-
щие проскальзывание каната. В формуле (2.60) через Т\ и Т2 обозначены
общие натяжения канатов, которые в конкретном случае могут быть
представлены как статическими, так и динамическими усилиями. Натя-
жения и Т2 будут представлены только статическими силами в
установившихся режимах работы машины (при движении с постоянной
скоростью или при стоянке), а динамические силы добавятся в процессе
переходных режимов работы машины, т.е. при изменениях скорости
перемещения сосудов. Вместе с тем, в зависимости от характера внешне-
го воздействия, динамические силы, изменяющие натяжение ветви кана-
та, могут быть разного вида-постоянной или переменной величины,
колебательного характера и т. д. В момент воздействия силой ускорения
или торможения на систему канат-шкив трения в движущихся по
разным направлениям канатах появляются разной величины и направле-
ния динамические силы, которые при суммировании то ослабляют, то
усиливают результирующую силу проскальзывания, что еще больше
усугубляет картину. Наряду с учетом этих явлений, необходимо также
предусмотреть некоторый запас надежности на нескольжение, так как
точный учет всех факторов, влияющих на проскальзывание каната по
шкиву, практически невозможен.
На основе изложенного видно, что входящие в уравнение (2.60)
натяжения Г, и Г2 в общем виде могут быть представлены суммой
статических и динамических усилий с учетом запаса надежности на
нескольжение.
Примем обозначения:
FWH -составляющая динамической силы, вызванной торможением
или ускорением, при абсолютно жестком канате;
Гдин -составляющая динамической силы дополнительно к FflHH за
счет наличия колебаний в канате, вызванных его упругостью.
Тогда для самых неблагоприятных условий работы машины (с точки
зрения нескольжения каната), когда динамические силы в груженой
вегви действуют в сторону увеличения натяжений, а в порожней-в
сторону уменьшения натяжений,
Л = Sj + FU. + F^-, (2.66)
Тг = S2 - F^HI - F"H„K (2.67)
и согласно формулам (2.66), (2.67) и (2.60) будем иметь
^1 Т ^ДННТ ~6 ^дин к < ,
С _ Гп _ рп ’
° 2 л дннт х днн к
140
(2.68)
где индексы «г» и «п» указывают соответственно на груженую и
порожнюю ветвь.
Из формулы (2.68) видно, что чем больше влияние динамических сил
на натяжения ветвей Канатов, тем меньше должно быть отношение
статических сил, определяющих величину коэффициента статических
натяжений канатов = Sx/S2. Этот коэффициент может иметь макси-
мальное значение при отсутствии динамических сил вообще [A"cr(m„) =
= е/и ], но, естественно, его нельзя закладывать в расчет, так как работа
машины без ускорений и замедлений не бывает. Расчет показывает, что
учитывая динамические силы при предохранительном торможении с
минимальным замедлением, почти на 30% снижают максимальный
предел коэффициента /<„, а учитывая колебания, дополнительно умень-
шают его в среднем еще на 20%. Если же в расчет будем закладывать
требуемый запас надежности нескольжения, то тогда значение Кст
уменьшится еще в среднем на 10%. В итоге при небольших значениях сг“
может случиться так, что значение коэффициента Кст окажется меньше
минимального предела (1), а это означает, что нельзя будет поднимать
никакие грузы, иначе возникнут реальные шансы на проскальзывание
каната. Вместе с тем, уменьшение Кст эквивалентно уменьшению массы
полезного груза или, что то же самое, уменьшению производительности
подъема. Как видно, при расчете подъемных установок с канатоведущим
шкивом трения установлению оптимальных значений коэффициента Кст
следует уделить особое внимание, так как по величине этого коэффи-
циента определяют эффективность работы подъемной установки в целом.
С этой точки зрения можно рассмотреть два значения коэффициента
статических натяжений канатов Кст-допустимое максимальное и воз-
можно максимальное значения. В первом случае Кст, учитывая действие
на канат динамических нагрузок и колебания усилий, обеспечит несколь-
жение каната с некоторым запасом. Во втором под возможно макси-
мальным подразумевают такое значение Ксг, которому исходя из
условия максимального использования грузоподъемности канатов будет
соответствовать максимальная разность статических натяжений между
поднимающейся и опускающейся ветвями канатов. Если возможно
максимальное значение Кп окажется меньше допустимого его макси-
мального значения, то условие нескольжения каната, естественно, будет
обеспечено. Но в тех случаях, когда возможно максимальное значение
Кст превосходит допустимое максимальное значение, необходимо огра-
ничиться последним в ущерб веса полезного груза и, в итоге, производи-
тельности подъема.
Определим допустимые максимальные и возможно максимальные
значения Кст.
Допустимое значение коэффициента статических натяжений канатов
^ст(доп) следует определить из условия одновременного действия на канат
статических и динамических сил с учетом запаса надежности на несколь-
жение. Если работа машины нормально предусматривает как режим
подъема, так и режим спуска груза, то в таком случае при исследовании
скольжения каната можно рассмотреть всего четыре периода-по два
141
периода ускорения и замедления в каждом режиме. Из этих периодов с
точки зрения проскальзывания каната наиболее опасны два: период
ускорения в режиме подъема груза и период замедления в режиме спуска
груза. По расчету динамических сил эти два периода эквивалентны. На
самом деле, при одинаковых концевых грузах и равенст ве абсолютных
значений ускорения и замедления Тх и Т2 в период ускорения в режиме
подъема груза и в период замедления в режиме спуска груза также будут
одинаковы и представлены формулами:
Л = ^1+"’1«; (2.69)
Т2 = S2 - m2a, (2.70)
где Тх-максимальное натяжение груженой ветви канатов, Н; Г2-мини-
мальное натяжение порожней ветви канатов, Н; St и S2статические
натяжения канатов соответственно груженой и порожней ветвей, Н;
«-ускорение (замедление), м/с2.
Формулы (2.69) и (2.70) показывают, что на натяжение канатов
влияют динамические силы, вызванные торможением или ускорением
машины без учета упругости канатов, т.е. допускается, что канаты
абсолютно жесткие. В действительности, канаты обладают значитель-
ной упругостью, в связи с чем в процессе торможения возникают
колебания усилий, неучет которых может привести к существенным
погрешностям.
При учете колебания усилий в канатах в процессе торможения
приходится прибегать к разным упрощениям и допущениям. Полагая,
что наличие колебаний усиливает действие динамической нагрузки на
канат, результирующее значение динамических сил с учетом колебаний
можно аналогично выразить формулами (2.69) и (2.70) в виде
Ti = Si + mi«^; (2.71)
Т2 = S2-m2a^, (2.72)
где Е, -коэффициент, учитывающий превышение амплитуды колебания
усилий над вынужденными колебаниями. Иначе говоря, коэффициент Е,
показывает, во сколько раз увеличивается среднее значение динамичес-
кой силы, возникшей при торможении (или ускорении) при учете
колебания усилий в канате.
Коэффициент, определяющий надежность сцепления каната р, с
учетом формул (2.62), (2.63) и (2.64) примет вид
Г2(е*-1)
Л - т2
(2.73)
Если натяжения груженой (7\) и порожней (Т2) ветвей в формуле
(2.73) представлены только статическими силами, то этот коэффициент
называется статическим коэффициентом безопасности против скольже-
ния (Рст), а если 7\ и Т2 учитывают также и динамические силы-дина-
мическим коэффициентом безопасности против скольжения (Рдин).
142
Используют следующие нормы коэффициентов безопасности против
скольжения: Рот >1,75 и Рдин > 1,25. Следует отметить, что норма
Рст > 1,75 практически всегда выдерживается с большим запасом, а
обеспечение норм Рдин >1,25 в основном связано с определенными
трудностями. В этой связи наибольший интерес представляет динами-
ческий коэффициент безопасности против скольжения Рдин, так как при
проектировании МК подъемных установок он часто играет решающую
роль.
Для определения формулы динамического коэффициента безопасно-
сти против скольжения необходимо в выражение (2.64) подставить
значения усилий согласно уравнениям (2.71) и (2.72). При этом, прини-
мая m1=S1/g, m2 = S2/g и учитывая обозначения в формуле (2.65),
получим
Рдан = (е/г - - 4 (2‘74)
X 0 Ы'-э /
Решение формулы (2.74) относительно Кст дает допустимое значение
коэффициента статических натяжений канатов
д — at,
Кст{аоп> g + at,
(2.75)
ИЛИ
с (0+«^)L(eZa _ 1+₽дин)‘
Для установления норм коэффициента Кст{ДОП) следует в формулу
(2.75) подставить допустимые значения входящих в нее параметров.$6, а,
a, t, и Рднн. Рассмотрим эти параметры отдельно.
Коэффициент трения f между канатом и ведущим шкивом
зависит от многих факторов, как-то: конструкции каната, физико-меха-
нических свойств футеровки шкива, состояния трудящихся поверхностей,
условий эксплуатации и пр., и является нестабильной величиной, поэто-
му фактическое значение f может иметь довольно большой разброс.
Несмотря на это, для упрощения задачи при практических расчетах
используют некоторые средние значения коэффициента трения f, прини-
мая их за постоянные величины.
В настоящее время для футеровки желоба канатоведущих шкивов
трения отечественного производства используют полихлорвиниловый
пластикат ПП-45 прилукского завода «Пластмасса». По рекомендациям
завода-изготовителя МК подъемных машин для этого пластиката ра-
счетный коэффициент трения принимают: для кругло- и трехграннопряд-
ных канатов-0,25, а для закрытых-0,2.
Угол обхвата шкива а зависит от принятой схемы обвдки
канатов. Известно много вариантов схем обводки, из которых как у нас,
так и за границей, по своей простоте и надежности распространены две
схемы, при которых угол обхвата шкива канатом составляет а = 180° и
а = 190-195°.
143
Угол обхвата а = 180° не требует применения отклоняющих канатов
шкивов, схема обводки каната получается наиболее простой и позволяет
иметь компактную, простую и удобную в эксплуатации машину. Приме-
нение машин с углом обхвата а = 180° допускают в тех случаях, когда
диаметр канатоведущего шкива и расстояние между отвесами канатов
равны или разность между ними не превышает 300 м [3]. В тех случаях,
когда эти нормы расстояния не выдерживаются, необходимо применять
отклоняющие (направляющие) шкивы, при которых угол обхвата не-
сколько увеличивается и практически меняется в пределах а= 190 —
195°.
При расчетах /и а принимают постоянными и соответствующее им
значение в каждом конкретном случае подъемной установки опреде-
ляют расчетным путем.
Величина замедления а согласно существующим нормам пре-
дохранительного торможения машины при вертикальном подъеме
должна находиться в пределах 1,5 м/с2 а < 5 м/с2. Нижний предел
ограничивается нежелательным, опасным растягиванием пути торможе-
ния, а верхний условием ненабегания сосуда на канат (для предотвраще-
ния набегания сосуда на канат должно быть соблюдено условие а < 0,5 д
[6, 7]).
Ранее было отмечено, что периоды ускорения в режиме подъема
груза и замедления в режиме спуска груза с точки зрения опасности
проскальзывания каната по шкиву эквивалентны. Но, уситывая умень-
шение коэффициента трения после начала процесса скольжения, следует
считать, что проскальзывание каната более опасно при спуске груза, так
как в этом случае статические и динамические силы складываются в
сторону перемещения груза, что усиливает аварийную ситуацию, выз-
ванную проскальзыванием каната по канатоведущему шкиву.
При установлении оптимальных значений а следует исходить из норм
торможения на спуск груза, тем более, что минимальный предел
замедления торможения при этом превышает верхние пределы уско-
рения подъемной машины, которые ограничиваются перегрузочной
способностью приводного двигателя. В частности, согласно ПБ мини-
мальный предел замедления при предохранительном торможении со-
ставляет 1,5 м/с2, тогда как величина ускорения в процессе пуска
подъемной машины практически не превышает 1-1,2 м/с2 [1]. В таком
случае, приняв расчетное значение а равным минимальному пределу
предохранительного торможения-1,5 м/с2, нормы ускорения при пуске
машины всегда будут удовлетворены.
Окончательно принимаем, что при определении численного значения
Кст(доп) в формулу (2.75) следует подставить а = 1,5 м/с2.
Значение коэффициента Е, зависит от условий возникновения
колебательного процесса (режима работы в момент торможения ма-
шины, величины и характера нарастания тормозного момента, высоты
подъема, упругости каната, отношения частот основных тонов коле-
баний в ветвях канатов и пр.).
Естественно, учесть все факторы, порождающие колебательный про-
144
.-цесс, при расчете не удается и, вместе с тем, громоздкие формулы,
: полученные в результате теоретических исследований, неудобны для
практических расчетов, поэтому приходится прибегать к разным до-
пущениям.
, Проведенные профессорами Е. С. Траубе и В. М. Чермалыхом иссле-
дования показали, что при предохранительном торможении мгновенные
значения динамических нагрузок превосходят статические натяжения
в 1,6-1,7 раза. Для случая экспоненциального нарастания тормозного
момента за время, равное полупериоду колебаний усилий в канате,
с учетом затухания колебаний рекомендуют принимать £ = 1,6. Таким
образом при определении численного значения Кст(доп) на основе фор-
мулы (2.75) принимают £, = 1,6.
Динамический коэффициент безопасности против скольже-
ния каната по ведущему шкиву рдин вводят в расчет для создания
некоторого запаса, обеспечивающего надежность нескольжения. Дело
в том, что точное выдерживание величин замедления а = 1,5 м/с2 и коэф-
фициента колебания усилий Е, = 1,6 при предохранительном торможении
практически невозможно-всегда будут некоторые отклонения этих па-
раметров от их средних значений, что может привести к ухудшению
условий безопасной работы-созданию опасности проскальзывания ка-
ната. В шахтных подъемных установках с канатоведущими шкивами
трения проскальзывание каната по шкиву самое опасное явление. По-
этому, помимо расчета подъемной установки с учетом влияния дина-
мических сил на процесс предохранительного торможения, необходимо
в расчет закладывать некоторый запас надежности. С этой целью при
определении численного значения КС1<доп) в формулу (2.75) следует под-
ставить предусмотренную существующими нормами величину динами-
ческого коэффициента безопасности против скольжения рднн = 1,25.
Подставив в формулу (2.75) величины: а = 1,5 м/с2, Е, = 1,6, Рдин =
= 1,25 и д = 9,81 м/с2, получим допустимое значение коэффициента
статических натяжений
КсТ(даП)< 0,485 (е'“ +0,25). (2.76)
Из табл. 2.3 видно, что фактически значения допустимых величин
коэффициента статических натяжений канатов Кс1(доп) в реальных усло-
виях (/мкр = 0,2; ./„ряд = 0,25 и а = 180-195°) всегда меньше, чем это
допускается существующими нормами.
Возможно максимальные значения коэффициента статических натя-
жений Ксгв м определяем исходя из следующего.
При статически уравновешенной системе подъема (тк = шх„) коэф-
фициент статических натяжений
для двухскипового подъема
Q
—(у + 1) + Н
5, т Н + т + Q ткН + Q(у + 1) m
Гл _ 1 _ К С К ' т / _ к ZQ
Аст(2с) ~ с “ rj , rr t ; (/-'Ч
S2 тхН + mc • т*Н + Qy <2
— у + Н
тк
145
Таблица 2.3. Допустимые максимальные значения коэффициента статических
натяжений канатов при разных величинах f и а
f а, градус (рад)
180°(л) 195° (1,1л) 270°(1,5л) 360°(2л)
0,2 1,028 1,076 1,362 1,823
0,25 1,184 1,256 1,692 2,454
0,3 1,362 1,464 2,114 3,312
0,35 1,576 1,715 2,643 4,486
0,4 1,823 2,012 3,312 6,101
массой тпр = тс +
для односкипового подъема с противовесом
+ 0,56 = 6(V + 0,5)
х _ _ т*и + mc + Q _ т*н + 6(v + 1)
СТ<1С’ “ S2 ткН + тс + 0,56 ” т,Я + 6(V + 0,5)
Q
— (у + 1) + Н
тк
— (у+ 0,5) +Я
тк
(2.78)'
Определяем значение Q/mK, которое при разных вариантах расчета
каната имеет вид:
в случае Н > 600 м (Z = var) согласно (2.50) с учетом (2.36)
Q _ g
Yoz(v+1)’
(2.79)
в случае И < 600 м (Z = const) согласно (2.5) с учетом (2.36)
6 _ Yoz
т* у + 1
(2.80)
Подставляя значения (2.79) и (2.80) в выражения (2.77) и (2.78),
получаем формулы функциональной зависимости между возможно мак-
симальным значением коэффициента статических натяжений и высотой
подъема И при разных случаях подъема:
^ci.b.m(2c;Z = var)
YoZo
ст у
Yozo V + 1
(2.81)
Яст.в.м(1с; Z = var)
Yozo
о у + 0,5
Yozo у + 1
(2.82)
146
ст
y0Z
Кл.в.м (2с; Z = const) = ----\-------i (2.83)
( CT \ V
-------H —— + H
\y0Z . ) V + 1
CT
y0Z
^ct.b.m (lc; Z = const) = "z \ • (2.84)
\yoz 7 у + 1
Под возможно максимальным значением коэффициента КС1 подра-
зумевают, как отмечалось ранее, такое его значение, которое получается
при максимальном нагружении канатов (запас прочности в канате имеет
допустимое минимальное значение). Как видно'из формул (2.81) (2.84),
с уменьшением высоты подъема численное значение этого коэффициента
увеличивается и при Н = 0 достигает максимальной величины. Так,
например, при у = 1 возможно максимальное значение коэффициента
К„лм составляет: для двухскипового подъема Кст.в.м = 2 и для одно-
скипового с противовесом Кств м =1,33 (определяем на основе выра-
у + 1
жений: для двухскипового подъема - Кс г в м (2С. н = 0) =-; для одно-
' । ’ V
у Ч- 1
скипового с противовесом-Кствм(1с Я = 0) =----—). Естественно, при
у Ч- 0,5
других значениях изменится также и соответствующее нулевой высоте
подъема возможно максимальное значение коэффициента статических
натяжений КСТВМ(Я=О). Чем больше у, тем меньше Кствм(Я = о) и наобо-
рот (рис. 2.5).
Из графика следует, что значение у = 1 (отношение масс скипа
и полезного груза), характеризующее скипы отечественного производ-
ства, следует считать наиболее приемлемым. Уменьшение у приводит
к значительному увеличению Кств.м(Н=о). что нежелательно с точки
зрения проскальзывания, а* чрезмерное увеличение у, незначительно
улучшая условие нескольжения каната, вызывает существенное увели-
чение масс подъемных канатов и, как следствие, увеличение общей массы
подъемной установки в целом, что также не выгодно.
Рис. 2.5. График зависимости коэффициента
статических натяжений К (1, = 0) от отно-
шения масс скипа и полезного груза у для
подъема:
1 - односкшювого, 2 -двухскипового
147
^ст 8.м
г’°.
1,9 Ддухскиподый
7<? - \\ n°9ieM
1,7-
1,6 -
1,5-
1,9
1,3
1,2
1,1
1,0
' 0 250 500 75010001250150017502000 Нм
- Односниподый
подъем
<?=/7«МПа
<?=Ш2МПо
1..W L
2,0 -
1,9 \
, о _ у Дбухскиподый
'>0 \\ ппИъРМ
1,6 -
1,5
/,4
1,3
ЛщлопГ®
1,1
4,0
1 О
-ОдноскипоВый
подъем
<$=17601№л
<S=1372W0&
}=1,255
250 500750 WO012501500175020002250Н,м
Рис. 2.6. Возможно максимальные
значения коэффициента статических
натяжений для прядевых канатов:
а ЛК-РО 6 х 36(1 + 7 + 7/7 + 14) + 1
о. с. у0 = 0,097 МПа/м (ГОСТ 7668 - 80);
б-ЛК-РО 6 х 36(1 + 7 + 7/7 + 14) + 7.7
(1 + 6); То = 0,0894 Mlla/м, (ГОСТ 7669-
80) и в-для закрытых канатов ГОСТ
10506-76; То = 0,0854 МПа/м
С увеличением высоты подъема Н максимально возможные значения
коэффициента статических натяжений Кств м уменьшаются. На рис. 2.6
представлены графики для случая Н 600 м, Z = var, построенные для
прядевых канатов при о =1764 МПа (рис. 2,6, я) и о = 1372 МПа
(рис. 2.6, б), а для закрытых канатов при о = 1568 МПа (рис. 2,6, в).
Графики выполнены для двухскипового и односкипового с противо-
весом подъемов, для случая у = 1. При других значениях у графики
переместятся вверх или вниз. В частности, при у < 1-вверх, а при
у > 1 - вниз.
Анализируя изложенное и результаты, приведенные в табл. 2.3 и на
рис. 2.5 и 2.6, можно сделать ряд заключений, основными из которых
являются:
1. Реально существующие динамические усилия, возникшие в канате
в процессе эксплуатации подъемной машины необходимо учитывать.
Применяемые в настоящее время нормы коэффициента статических
натяжений (1,27; 1,5; 1,75) практически во всех случаях превосходят
допустимые максимальные значения этого коэффициента, получаемые
расчетным путем (см. табл. 2.3) и поэтому на них не следует опираться,
148
чтобы исключить возможность проскальзывания каната в процессе
эксплуатации.
2. Требуется установить нормы коэффициента статических натяжений
-Кст. Вероятно, их удобно будет связывать с глубиной подъема Н, так
как, с одной стороны, колебания усилий в канатах, влияющие на
величину Кст(доп), являются функцией Н, а с другой стороны - возможно
максимальные значения коэффициента Кствм исходя из условия макси-
мального использования грузоподъемности канатов тоже меняются
в зависимости от Н. В частности, с увеличением высоты подъема
значения Кствм уменьшаются (см. рис. 2.6).
3. Расчетное значение допустимой величины коэффициента стати-
ческих натяжений необходимо определять по формуле (2.76), при ко-
торой удовлетворяются параметры: а = 1,5 м/с2; £=1,6; Рднн = 1,25.
При их других значениях следует пользоваться формулой (2.75).
4. Наиболее оптимальным коэффициентом массивности скипа (от-
ношение масс скипа и полезного груза) является у = 1 (см. рис. 2.5).
5. Для многоканатного подъема, когда а = 180-195° и/= 0,25, что
характерно для современных МК машин с прядевыми канатами, двух-
скиповая система малоэффективна. В этом случае возможно макси-
мальные значения коэффициента статических натяжений Квтвм зна-
чительно превосходят допустимые их значения Кст(доп) = 0,485 (е0,25 3,4 +
+ 0,25) — 1,256 (см. рис. 2.6, а, б и табл. 2.3). Применение закрытых
канатов даже при односкиповом подъеме с противовесом будет ха-
рактеризоваться самым низким эффектом, с точки зрения максималь-
ного использования грузоподъемности канатов, из-за низкого коэф-
фициента трения канатов с приводным шкивом (/мкр = 0,2) и поэтому
при существующих схемах обводки канатом шкивов (а =180-195°)
применять их нецелесообразно (см. рис. 2.6, в и табл. 2.3); предпочтение
следует отдавать прядевым канатам.
6. Отклоняющие шкивы подъемных канатов, увеличивающие угол
обхвата канатом приводного шкива от 180 в среднем до 195°, чувстви-
тельно повышают сцепление тяговых канатов со шкивом трения и поэ-
тому их наличие целесообразно.
7. Следует совершенствовать конструкцию приводных шкивов МК
подъемных машин в сторону повышения степени числа е*“, увеличивая
f и а. Величины du, соответствующие значениям f3BBp = 0,2; fnpBa = 0,25
и а = 180-195°, явно недостаточны (см. табл. 2.3).
2.5. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ МНОГОКАНАТНЫХ
ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК
Рассмотрим предельные значения максимальной и минимальной
высот, в диапазоне которых целесообразно применение МК подъема.
Максимальная высота подъема. Как было отмечено (см.
разд. 2.1), при МК подъемных машинах с канатоведущими шкивами
149
трения одновременно должны быть удовлетворены условия запаса
прочности, удельного давления и нескольжения каната. Устанавливая
максимальный предел подъема, два последних условия можно не огра-
ничивать, так как при необходимости можно изготовить шкив любого
диаметра, при котором будут выдержаны нормы удельного давления,
а проскальзывание не опасно потому, что с увеличением высоты подъема
возможно максимальное значение коэффициента статических натяжений
уменьшается и становится меньше по сравнению с допустимым его
значением (см. разд. 2.4), что и создает благоприятные условия для
нескольжения каната. Таким образом, в каждом конкретном случае, при
известных параметрах о и у0, определяющих прочность каната, макси-
мальная высота подъема может быть ограничена лишь коэффициентом
запаса прочности каната.
Согласно ранее принятому, под максимальной высотой подъема
подразумевают ту высоту, при которой запас прочности в канате
достигает предельно минимального значения Zmin и определяется, фор-
мулой (2.31). Выражению (2.31) соответствует возможно максимальная
масса концевого груза, рассчитанная по формуле (2.27).
Для того, чтобы иметь представление о величинах Ятах, в табл. 2.4
приведены результаты расчетов, выполненных согласно формуле (2.31)
Таблица 2.4. Предельные значения максимальной (Нтах) и минимальной (Hmi„)
высот для скипового подъема (Zo = 9,5; Zmin = 4,5; Z = 7,0; у = 1) при
а = 195 = 3,4 рад; Ллрхд = 0,25; 4хр = 0,2 и = 0,485 (е'“ + 0,25)
Канат СТ, МПа 4™. м м. при
Z — var Z = const
двухскиповый односкигю- вый двухскипо- \ вый одно- скипо- вый
Круглопряд- 1372 1654 336 1195 371
ный 1470 1772 J 360 1280 398
1568 1890 й: 384 1365 425
1666 2009 А 408 1451 451
1764 2127 с 432 1536 478
1862 2245 Й^ 456 1621 504
1960 2363 480 1707 531
Трехгранно- 1372 1744 354 1260 392
прядный, 1470 1869 и 380 1350 420
исполнение I 1568 1993 е 405 1440 448
1666 2118 53 430 1531 476
1764 2242 А 456 1611 504
1862 2367 Е 481 1711 532
1960 2492 й; 506 1801 560
Закрытый 1274 1745 1527
1372 1879 1645
1470 2019 7 7 min ''max «т1„ > 77 max 1762
1568 2147 1880
150
для случая скипового подъема при применении канатов, приведенных
в табл. 1.6, 1.7 и 1.8. Естественно, /7тах может быть и больше указанных
в табл. 2.4, если вес концевого груза меньше возможно максимального
значения, определяемого формулой (2.27).
Формула (2.31) учитывает только конструктивные (у0), прочностные
(о) свойства канатов и нормы запасов прочности (Zo; Zmin). Она не
отражает влияния на величину максимальной высоты подъема других
факторов технологического или эксплуатационного характера, которые
также могут оказаться ограничивающими. Например, зарубежный опыт
эксплуатации МК подъемных установок с канатоведушими шкивами
трения на глубоких шахтах показал, что уравновешивающие канаты
(даже круглопрядные малокрутящиеся) при глубине шахт > 1600 м
работают недостаточно надежно. Таким образом, максимальную вы-
соту МК подъема следует рассчитывать по формуле (2.31) и окон-
чательно принимать с учетом факторов технологического и эксплуата-
ционного характера.
Минимальная высота МК подъема может быть ограничена толь-
ко условием нескольжения. В предыдущем разделе было отмечено, что
для предотвращения проскальзывания каната по шкиву необходимо,
чтобы фактическое значение коэффициента статических натяжений не
превосходило допустимого его значения. На основе такого определения
под минимальной высотой для МК подъема со шкивом трения следует
понимать такую высоту, при которой в случае максимального исполь-
зования грузоподъемности канатов фактическое и допустимое значения
коэффициента статических натяжений становятся равными. Свыше этой
высоты нескольжение каната гарантируется, а ниже-появляется воз-
можность проскальзывания каната.
Понятие «минимальная высота подъема» условное, подразумеваю-
щее, что при этом грузоподъемность каната используется максимально,
т. е. запас прочности в канате имеет минимальное значение. В противном
случае, при необходимости, всегда есть возможность искусственно
увеличить массы подъемных сосудов или канатов с тем, чтобы обеспе-
чить нескольжение каната при любой высоте. Как известно, такие меры
приводят к понижению эффективности подъема.
Минимальную высоту подъема можно определить на основе вы-
ражений (2.81), (2.82), (2.83), (2.84), допуская Кст = Кст(доп) и решая их
относительно Н. В результате формулы для расчета минимальной
высоты подъема для разных случаев (1с-односкиповый подъем с про-
тивовесом; 2с-двухскиповый подъем; Z = var, Z = const-канат рассчи-
тываем соответственно по переменному и постоянному запасам проч-
ности) принимают вид:
77min(2c;Z = var)
( ^ст (доп)
Уо-^о \^ст (доп) 1 V Е 1
(2.85)
^min(lc; Z — var)
G f ^сг(доп) 0’5 | \ .
Yo-^0 '^ст(доп) — 1 V + 1 /
(2.86)
151
СУ / V + 1
Y0^ \^CT (доп)
^min(lc;Z = const)
СУ 1 \|7 (Кст (дОП) 1
Yo^L 0,5.Kст (доп)
(2.87)
(2.88)
^min{2c;Z = const)
В качестве примера определим численные значения минимальных
высот подъема для приведенных в книге канатов: круглопрядных
ГОСТ 7668-80, у0 = 0,097 МПа/м; трехграннопрядных ГОСТ 3085-80, у0 =
= 0,092 МПа/м и закрытых ГОСТ 10506-76, у0 = 0,0854 МПа/м. Во всех
случаях угол обхвата канатом приводного шкива принимаем равным
а = 195° = 3,4 рад, а допустимое значение коэффициента статических
натяжений определяется согласно формуле К„ (доп) = 0,485 (е/“ + 0,25),
что дает: для прядевых (кругло- и трехграннопрядных) канатов 1,256
и для закрытых канатов 1,076.
Рассматривая грузовой подъем (Zo = 9,5; Z = 7,0) и принимая у = 1,
согласно формулам (2.85), (2.86), (2.87) и (2.88) рассчитаем минимальные
высоты подъема. При этом, учитывая, что для прядевых канатов
КСТ(дОп) = 1,256, а для закрытых канатов Кст(доп) = 1,076; формулам
(2.85) — (2.88) в рассматриваемом конкретном случае (у — 1) можно
придать более удобный для расчета вид:
LJ
7 J min (2cJ.Z = var)npefl
(Т
Yo^o
^min(2c, Z = var)aa«p 6,079 J
Yo^o
CT
^min(lc; Z = уаг)пряд 0,226
Yozo
CT
^min(lc; Z = уаг)эакр 2,539^ g ’
r > n 597_______.
min(2c; Z = const)npH/i •>
Yoz
^min(2c; Z = сопа()эакр 0,858^
minflc; Z — сопаОпряд 0,184 ,
Yoz
(2.89)
JI
1Z = сопа|)эакр
yoz
Расчет выполнен для всех нормативных групп канатов в диапазоне
о — 1274-1960 МПа. Результаты расчета сведены в табл. 2.4, а гра-
фически представлены на рис. 2.7.
152
1372 1970 1568 1666 1766 1862 1960 МПа
1372 WO 1560 1666 1766 1862 1860 МПа
_____i____i____i_____i____i----1-----1
13721660 1568 1666 1766 1862 1960 МПа
П
Hroln(Z=ver)
2167
1880
__________I_________I________। । __________i_________i_________i_________i
1276 1376 1670. 1568 МПП 1279 1372 1970 1568 МПа
Рис. 2.7. Область применения МК подъема с максимальными концевыми грузами
при использовании:
а круглопрядных канатов, уо = 0,097 МПа/м [А'ст = 1,256]; б-трехграннопрядных кана-
тов, у0 = 0,092,МПа/м = 1,256]; в-закрыты°х"канатов, уо = 0,0854 МПа/м [К„ =
= 1,078].
Подъем: I-односкиповый; II-двухскиповый
Область применения МК подъема ограничивают по высоте: сверху
максимальной высотой подъема Ятах, определяемой прочностными
параметрами каната (о, у0, Z), а снизу-минимальной высотой подъема
Hmin, которая при одних и тех же канатах в зависимости от конкретных
условий подъема (у, a, f, Кст(доп|) может иметь разные значения,
отвечающие условиям нескольжения каната. Естественно, следует всегда
иметь Ятах > Hmia. Но если по расчету Hmin > Hmw, то это означает, что
в рассматриваемом случае отсутствует область применения, т.е. при
применении МК подъема с максимальными концевыми грузами условие
нескольжения каната не будет удовлетворено. Для рассмотренных усло-
вий подъема такую картину получаем при использовании закрытых
канатов для двухскипового подъема (рис. 2.7, в). Заслуживает внимания
и то, что осуществление двухскипового подъема с максимальными
концевыми грузами также не позволяют и прядевые канаты, если они
будут рассчитаны по переменному запасу прочности (рис. 2.7, а, б,
случай 7/m|n(z=var)). Что касается закрытых канатов, то при расчете по
переменному запасу прочности их нельзя использовать для подъема
максимальных концевых грузов даже при односкиповом подъеме с
противовесом (см. рис. 2.7, в, случай 7/min(Z = var)). Такое заключение имеет
практическое значение, поскольку при больших глубинах подъема
(Н > 600 м) и расчете канатов по переменному запасу прочности позво-
ляет поднимать значительно большие грузы, чем допускается при тех же
канатах в случае принятия постоянного запаса прочности (см. разд. 2.2,
рис. 2.3, д).
Изложенный анализ относится только лишь к рассмотренным усло-
виям МК подъема. При других условиях (других канатах и параметрах
V, а,/, КС1(ДОП)) и результаты будут другие.
На практике могут быть случаи, когда максимальные грузы тре-
буется поднимать с меньших глубин, чем это допускается по расчету
[см. формулы (2.85)-(2.88) для определения «минимальной высоты
подъема» 77min]. В таких случаях, чтобы удовлетворить условие не-
скольжения каната и одновременно максимально использовать грузо-
подъемность канатов, необходимо увеличить значения коэффициентов
Кст (доп) или у. Увеличение КСТ(ДОП) можно достигнуть за счет увеличения
f и а, что связано с техническими трудностями и не всегда удается.
Увеличение же у означает утяжеление подъемного сосуда, т.е. ис-
кусственное увеличение его массы, что практически сравнительно легко
осуществимо. Для этого понадобится определить новое значение у,
соответствующее данной высоте подъема Н (как отмечалось, такая
необходимость появляется при Н < Hmin). Пересчитываем у на основе
формул (2.85)-(2.88), подставляя в них взамен Hmin расчетные высоты'
подъема Н и решая их относительно у, имеем:
КСТ(ДОП) 1
V2c;Z = var^ „ _ . ™
Л ст (доп) 1 ц Yo-^o j ।
о
(2.90)
154
0,5А.ст (доп)
1
Vlc;Z = var^ „ . ™
**ст(доп) *
- 1;
(2.91)
** ст (доп)
^ст (доп)
0,5-Кст (доп)
Vlc;Z= const
лст(доп)
1
1 Х-^СТ (доп)
2
//
г кн— +1
1 -Кст (доп) X ®
(2.92)
(2.93)
Утяжеление ветвей канатов с помощью массы скипа не является
единственной возможностью. Для этой цели с таким же успехом можно
воспользоваться увеличением массы самих канатов, оставляя при этом
без изменения стандартную массу сосуда. Однако, этот вариант мало-
эффективен и невыгоден, так как приводит к значительному увеличению
массогабаритных показателей подъемной установки.
Для определения массы 1 м подъемных канатов воспользуемся ре-
шением уравнений (2.77) и (2.78) относительно тк, которое дает:
Q (V + О - Ксту
т^~Н К„-1 ;
_ Q (V + 1) - Кст (у + 0,5)
™к(1с) уу
(2.94)
(2.95)
Кет-1
Подставляя = Кст (доп) в формулы (2.94) и (2.95), определим
необходимую суммарную массу 1 м подъемных канатов, обеспечиваю-
щую условие нескольжения каната при заданных значениях Q, у и Н со-
ответственно для двухскипового (2с) и односкипового с противовесом
(1с) подъемов. Малоэффективность применения этого варианта, утя-
желения ветвей канатов, рассмотрим на примере.
Пример 1 (Z = var). Имеется скип: 1СН 35-2, тс = 30 300 кг, Q = 30000 кг
(у =1,01). Высота подъема /7 = 900 м. Требуется выбрать канаты для двух-
скипового подъема. Расчет производится для прядевых канатов ГОСТ 7668-80,
у0 = 0,097 МПа/м, а = 1666(170) МПа. Допустимое значение коэффициента ста-
тических натяжений принимается равным Кс1(дап) = 0,485 (e°-2S'3,4 + 0,25) = 1,256.
Суммарная масса 1 м подъемных канатов из условия максимального ис-
пользования их грузоподъемности (Zo = 9,5), согласно (2.79) имеет вил:
y0Z„ 0,097-9,5
= C(V + 1)-^—2 = 30000(1,01 + 1)--------= 33,35 кг/м.
а 1666
В случае применения канатов с такой массой фактическое значение коэф-
фициента статических натяжений будет равно максимально возможному его
значению и согласно формуле (2.81)
Уо^о
г у
---— + Н
Уо^о у + 1
1666
---------+ 900
0,097-9,5
——----------------------= 1,497.
1666 1,01
------------------ + 900
0,097-9,5 1,01 + 1
155
Так как последнее превосходит допустимое его значение (КС1 > Кст(доп1), то
необходимо утяжелить ветви канатов. Рассмотрим два варианта?
Вариант I. Утяжеляем ветви за счет увеличения масс подъемных канатов.
В таком случае необходимая масса 1 м подъемных канатов согласно формуле
(2.94) должна составлять
е(у+1)-Кст(дап)Ч/ 30 000(1,01 + 1)-1,256-1,01 _ ,
тк(2с1 =------------------=------------------------------ 96,54 кг/м.
Н Кст(доп)- 1 900 1,256-1
Вариант II. Утяжеляем ветви за счет увеличения массы скипа. Для этого на
основе формулы (2.90) определяем требуемое значение у, необходимое для
удовлетворения условия нескольжения канатов с запасом прочности Zo = 9,5,
K-ta..n) 1 , 1,256 1
V2c;Z = var „
(доп) *
---------- 1 =------------------------= 2 28.
Y0Z0 1,256- 1 0,097-9,5
1£_^+ 1 900—--------+1
о 1666
Соответствующая -
подъемных канатов согласно формуле (2.79)
Y0Z0 0,097-9,5
т* = 6(У + О12-2 = 30000(2,28 + 1)------- s 54,42 кг/м,
о 1666
этому новому значению у = 2,28 суммарная масса 1 м
что значительно меньше, чем = 96,54 кг/м при варианте I.
Легко проверить, что в обоих вариантах Кст будет иметь одинаковое
значение, т.е. с точки зрения утяжеления системы ветвей канатов оба варианта
равносильны. На самом деле:
[ вариант = 96,54 кг/м, — 30 300 кг,
mH + т + Q 96,54 -900 + 30 300 + 30 000
= 1,256.
’ ткН + тс 96,54 • 900 + 30 300
II варианттк = 54,42 кг/м, тс = 2,28-3000 = 68400 кг,
+ тс + Q 54,42 • 900 + 68 400 + 30 000
= 1,256.
* ткН + тс 54,42 • 900 + 68 400
Пример 2 (Z = const). Высота подъема Н = 300 м; тип скипа:
2СН95-1, тс = 6900 кг, Q = 8000 кг (у = mJQ = 0,87). Подъем двух-
скиповый. Требуется выбрать • трехграннопрядные канаты: ГОСТ 3085-80,
у0 =0,092 МПа/м, о= 1568(160) МПа. Рассчитывают канаты по постоянному
запасу прочности (Z = const). Допустимое значение коэффициента статических
натяжений принимают равные Кст(доп| = 1,256 (аналогично примеру I).
Суммарная масса 1 м подъемных канатов из условия максимального исполь-
зования’их грузоподъемности согласно формулы (2.80)
20/ + 1) 8000(0,87 + 1)
= 7,048 кг/м.
1560
---------300
0,092-7
70Z
Ей будет соответствовать фактическое значение коэффициента статических
натяжений, определяемое на основе формулы (2.83):
1568
0,092-7
;------------г-------------= 1,88 .
1568 \ 0,87
--------- 300 -------+ 300
.0,092-7 / 0,87 + 1
7oZ
V
V + 1
yoz
156
Так как К„ > Кст (дап), то ветви канатов утяжеляем.
Вариант I: Утяжеляем ветви за счет подъемных канатов, необходимая
суммарная масса 1 м которых по формуле (2.94) должна составлять
£ + Ц ~ K»fa°n>y = 8000(0,87 + 1) - 1,256 0,87
Я КС1(доп)- 1 300 1,256-1
= 80,966 кг/м.
Вариант II. Утяжеляем ветви за счет увеличения массы скипа. При этом
требуемое значение у, необходимое для удовлетворения условий нескольжения
канатов с запасом прочности Z = 7, согласно формуле (2.92) определим из
выражения
V2c;Z = const
К
xvct (доп)
к __________1
<VCT (доп) 1
1 Yoz'
---------Н —
^ст(доп) О '
1,256 ( 1 0,092-7’
----.----1------- 300---------
1,256— 141,256 1560,
= 3,298.
Соответствующая последнему суммарная масса 1 м подъемных канатов
составит
6(V + 1) 8000(3,298 + 1)
----------=---------------= 16,2 кг/м.
о 1560
------Н---------------300
y0Z 0,092-7
что значительно меньше, чем тк = 80,966 кг/м при варианте I.
Величины К в обоих вариантах и в данном случае, естественно, будут
равны: *
I вариант= 80,966 кг/м; тс = 6900 кг,
mH + тс +О 80,966 • 300 + 6900 + 8000
К = —---------—- =------------------------= 1,256.
* т,Н + т 80,966 • 300 + 6900
II вариант -= 16,2 кг/м; тс = 3,298-8000 = 26384 кг,
mJJ + mc + Q 16,2 • 300 + 26 384 + 8000
К = -!--------------—~ =-------------------------------= 1,256.
* ткН + тс 16,2 • 300 + 26 384
Рассмотренные примеры расчета наглядно показывают преиму-
щество способа утяжеления ветвей канатов путем увеличения массы
сосуда по сравнению с увеличением масс только подъемных канатов.
В приведенных примерах выигрыш в диаметре каната (и, естественно,
в диаметре органа навивки): в примере 1-33%, в примере 2-223%
(определяется на основе зависимости <4: d2 — : тк2).
Небезынтересно вывести формулы, позволяющие определить, какое
должно быть соотношение масс подъемного сосуда и полезного груза
(у), чтобы обеспечить условие нескольжения каната при нулевой высоте
подъема, т. е. при /7 = 0 (разумеется, значение = 0 является макси-
мальным среди всех значений у, обеспечивающих условие нескольжения
каната). Для этого достаточно в формулах (2.90)-(2.93) подставить
значение Н = 0. При этом, естественно, результаты, полученные из
формул (2.90) и (2.92) будут одинаковые, равно как результаты формул
(2.91) и (2.93), так как в случае Н = 0 значение коэффициента Ун = о опре-
деляют в зависимости от наличия подъемных сосудов (двухсосудный
157
«2с» или однососуДный с противовесом «1с») и совершенно не зависящее
от того, как будет выполнен расчет каната-с постоянным (Z = const)
или переменным (Z = var) запасом прочности.
Расчетные формулы для определения необходимого значения коэф-
фициента обеспечивающего нескольжение канатов при Н = 0, будут
в случае подъема:
двухсосудного
1
V2c; Н = 0 = ----277 ’ (2'9®
“ст (доп) *
однососудного с противовесом
Лст (доп) 1
Численные значения этих коэффициентов для Кст (доп) = 0,458 х
х (ео,25-3,4 + 0,25) = 1,256 составляют: V|/(2C;h=o) = 3,9 и v|/(ic;H=o) = 1,453.
Как видно, при соответствующем выборе величины у существующие
многоканатные подъемные машины с успехом могут быть использованы
и при небольших высотах подъема и поэтому их широко следует
рекомендовать для применения на неглубоких шахтах, особенно при
больших производительностях. Такая рекомендация основывается на
следующих соображениях.
Высокий уровень механизации и автоматизации процессов добычи
обуславливает большую производительность современных шахт, ко-
торая может составлять несколько миллионов тонн в год. Такое поло-
жение ставит новые .задачи перед шахтным подъемом, особенно при
небольших глубинах подъема, составляющих иногда всего лишь не-
сколько десятков метров, как, например, в условиях Подмосковного
угольного бассейна. Дело в том, что большегрузные сосуды, необ-
ходимые при больших производительностях, требуют соответственно
большого диаметра органов навивки при одноканатном подъеме, а при-
менение в этом случае цилиндрических барабанов стандартных размеров
подъемных машин НКМЗ нецелесообразно, так как ширина барабана
этих машин, составляющая 3,2 м, из-за малой глубины подъема будет
использована лишь частично, примерно на 15-20%, что говорит о неэф-
фективности их применения. Иногда может оказаться, что расчетная
масса и диаметр каната больше, чем это допустимо стандартом, и тогда
осуществление одноканатного подъема вообще невозможно.
Изложенное дает основание заключить, что применяемые в настоя-
щее время МК подъемные машины, фактически незаменимые при
подъеме с глубоких горизонтов, эффективно могут быть использованы
также и для подъема больших грузов из неглубоких горизонтов, и поэ-
тому их можно рекомендовать для применения практически во всех
случаях, без ограничения высоты подъема. Для дальнейшего повышения
эффективности применения современных МК подъемных машин на
неглубоких шахтах следует работать над увеличением значений па-
раметров f и а.
158
2.6. РАСЧЕТ ТОРМОЗНОГО УСИЛИЯ
ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНОГО ТОРМОЖЕНИЯ
Определим величину усилия предохранительного торможения, ко-
торая в реальных условиях подъема, при известных значениях пара-
метров: натяжений ветвей канатов (St и S2), приведенного к окружности
приводного шкива веса вращающихся элементов подъемной установки
(S6bP), угла обхвата канатом приводного шкива (а) и коэффициента
трения между ними (У), обеспечит расчетное значение замедления
предохранительного торможения атпр при коэффициенте, предусматри-
вающем колебания натяжных усилий в канатах (£,) с учетом удовлетворе-
ния динамического коэффициента безопасности против скольжения
(Рдии)- Рассчитываем исходя из следующего.
В разделе 2.4 была выведена формула (2.74) для определения зна-
чения динамического коэффициента безопасности против скольжения
каната. Решение формулы (2.74) относительно а даст величину за-
медления предохранительного торможения
_ д (</“- 1)- рдин(Кст - 1)
°т пр £ (е<“ - 1) + рдин (Кст + 1)’
Формула (2.98) позволяет при известных параметрах определить
величину замедления, которая будет обеспечивать требуемое значение
динамического коэффициента безопасности против скольжения (Рднн)-
Если при спуске груза предохранительное торможение подъемной
установки происходит силой FT-np, то величина замедления составит
= Гт.пр - FCT
йтпр 0ес;р + еслнн
(2.99)
где FCT- статическая нагрузка машины, которую определяют как раз-
ность статических натяжений груженой и порожней ветвей канатов:
Fct = S1-S2; (2.100)
EGbP - приведенный к ободу приводного шкива трения суммарный вес
вращающихся элементов подъемной установки (приводной и направ-
ляющие шкивы, редуктор, двигатель); ЕСЛНН- суммарный вес линейно
перемещающихся элементов (подъемные и хвостовые канаты, концевые
грузы), равный сумме статических натяжений канатов поднимающейся
и опускающейся ветвей,
2Слнн = 51 + 52. (2.101)
С учетом выражений (2.100) и (2.101) формула (2.99) примет вид:
_ Гт,пр — (^1 ~ S2)
йт-пр~ EG-P + + S2 9'
(2.102)
159
Приравнивая выражения (2.98) и (2.102), определяем
Ft.np — + St + S2)
(е/а-1)-|Зднн(кст-1)
(е/а _ 1) + рднн(К„ + 1)
+ (S1-S2).
(2.103)
Обозначая
^2
(2.104)
а также учитывая выражение (2.65), формула (2.103) для определения
усилия предохранительного торможения окончательно примет вид
^т.пр — S2
b + Кст + 1 (efa - 1) - рднн(Кст - 1)
£ (е/а-1) + рднн(Кст+1)
+ (К„ - 1)
(2.105)
При пользовании формулой (2.105) подставляем: = 1,6, рднн = 1,25
и фактические значения S2, b, К„,/на.
Рассчитанное по формуле (2.102) тормозное замедление не должно
превосходить критического значения замедления. Критическим назы-
вается такое замедление, при котором запас надежности на несколь-
жение отсутствует, т. е. появляется возможность проскальзывайия ка-
ната. В таком случае 0Д1Ш = 1. При таких обстоятельствах для опре-
деления величины критического замедления (ак) достаточно в формулу
(2.98) подставить 0ДНН = 1, откуда получим
g е<а - К„
а* +
(2.106)
Надежность безопасности предохранительного торможения следует
проверить по условию
ат.пр<ад. (2.Ю7)
Сравнивая формулы (2.98) и (2.106), можно убедиться, что в прак-
тических пределах изменения коэффициента статических натяжений
Кст замедление предохранительного торможения д1пр всегда должно
получаться меньше, чем критическое замедление а*.
2.7. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЧИСЛА ПОДЪЕМНЫХ КАНАТОВ
Расчетные грузы можно поднимать разным числом подъемных ка-
натов или, что то же самое, для подъема расчетных грузов могут бть
рассмотрены несколько вариантов применения машин разного типо-
размера. При этом выполнение самостоятельных расчетов по отдель-
ным вариантам усложняет расчетные операции и приводит к неэффек-
тивности проектирования. В этой связи разработка методики расчета,
позволяющей предварительно определить количество подъемных кана-
тов, т.е. выбрать подъемную машину требуемого типоразмера, за-
служивает большого практического интереса. Она заключается в сле-
дующем.
160
При определении количества подъемных канатов п„ наиболее це-
лесообразно исходить из так называемого «квадратурного параметра
машины» ntDd, показывающего площадь под подъемными канатами, по
которой определяют один из основных параметров машин со шкивами
трения-удельное давление канатов на футеровку шкива ДР. Согласно
(2.32) «квадратурный параметр машины»
+ S2
(2-Ю8)
Умножая формулу (2.108) на величину
S2
Si ~^2
и учитывая (2.65),
получим
+ 1)
ДР(К„ - 1)
(St - S2).
(2.109)
=
В выражении nJDd все три величины-искомые и поэтому для
упрощения расчета преобразуем
D ,1
nJDd = n*Dd— = nJ)2-, (2.110)
где
(2.1Н)
есть отношение диаметров приводного шкива и каната.
На основании (2.109) и (2.110)
е(Кст4- 1)
Л/ЧКст - 1)
(Sj - S2).
(2.112)
С учетом ранее принятых допущений, что при двухскиповом подъеме
Si — S2 = Qg, а при односкиповом подъеме с противовесом — S2 =
O,5Q0, из (2.112) имеем для подъема:
двухскипового _ <20£(К„ + 1) <2с) ДР(Кст-1)’ (2.113)
односкипового с противовесом
_0.Sess(K„ + 1)
’ <2114)
где ДР-удельное давление каната на приводном шкиве, Па; Q-масса
груза, кг; О-диаметр шкива, мм. Чтобы выразить D в метрах, формулы
(2.113) и (2.114) окончательно преобразуем для подъема:
двухскипового
6 - Песвианидэе А. В. 161
ЯЛ22с) —
. q- 6 +~ t)
AP(KCT - 1) ’
(2.115)
односкипового
як®(21с)
10-60^6ge(KC7 + 1)
AP(KCT-1) ‘
(2.116)
Квадратурный параметр машины nJ)2 позволяет предварительно
определить наиболее приемлемый типоразмер стандартной подъемной
машины по расчетным значениям масс концевых грузов и канатов,
соответствующих заданным высоте и производительности подъема.
Выбор типоразмера машины по параметру nJ)2 рассмотрим на примере.
Пример. Известны: подъем односкиповый с противовесом; высота подъема
Н = 1255 м; скип: 1СН25-2; Q = 20000 кг; тс — 21.200 кг (4/ = 1,06). Требуется
рассчитать канаты и выбрать подъемную машину.
В качестве подъемных канатов применяют прядевые канаты типа ЛК-РО,
ГОСТ 7668-80 (у0 = 0,097 МПа/м; коэффициент трения со шкивом / = 0,25),
с допустимым сопротивлением на разрыв ст = 1568 МПа.
Предусмотрено наличие отклоняющих подъемные канаты шкивов и поэтому
расчетное значение угла обхвата каната с приводным шкивом принимают
равным а = 195° = 3,4 ряд.
Допустимое значение коэффициента статических натяжений канатов согласно
формуле (2.76)
КС1(доп) = 0,485 (е^ + 0,25) = 0,485 (е0'25'3'4 + 0,25) = 1,256.
Необходимая суммарная масса 1 м подъемных канатов из условия мак-
симального использования их грузоподъемности (Zo = 9,5) согласно (2.79)
Y0Z0 0,097-9,5
"1, = G(V + 1)-^—2 = 20000(1,06 + 1)-----= 24,21 кг/м.
ст 1568
Допуская, что при выборе стандартных канатов их суммарная масса может
увеличиться в среднем еше на 4 кг, принимается = 24,21 +
+ 4 = 28,21 кг/м. В таком случае увеличится коэффициент запаса прочности
каната и его расчетное значение будет
28,21
Z„ =9,5—— = 11.
°* 24,21
Фактическое значение коэффициента статических натяжений канатов при
Zo = Zo = 11 на основе формулы (2.82) составит
ф
ст 1568
---+ Н --------+1255
y0Z0 0,097-11
К =------------------— =-----------------------=1,15.
♦ ст ш + 0,5 1568 1,06 + 0,5
------------ + Н-------------------+ 1255
Y0Z0 у + 1 0,097 11 1,06+1
Так как КС1 < КС1(доп), то условие нескольжения канатов удовлетворяется.
Допуская t = 95 и ДР =2,0 МПа (по нормам: е>95 и ДР <
< 2,0 МПа), квадратурный параметр машины на основе (2.114)
„ п2 . 10_6O.W(^+ 1)_ 10_6ОЛ-20000<9,81-95(1,15 + 1)
ДР(К -1) 2(1,15-1)
162
66,8 м2.
По формуле
66,8
л, = —----
D2
станд
определяем требуемые числа подъемных канатов для каждого диаметра (см.
/табл. 1.13) многоканатных подъемных машин. В результате расчетов получаем:
= 2,1 м, п, = 15,143; £>ш т = 2,25 м, п, = 13,11; = 3,25 м, п, = 5,94;
D = 4 м, и, = 4,17; 0ш т=5м, их = 2,66. Согласно последним на основе
табл. 1.13 устанавливаем, что в рассматриваемых условиях подъема наиболее
целесообразно применение машины ЦШ-5 х 4. Тогда необходимая масса 1 м
подъемного каната будет
24,21
тх = = 6,05 кг/м.
По ГОСТ 7668-80 выбираем стандартный канат (см. табл. 1.7): т, =
= 6,08 кг/м; dx = 39,5 мм; а = 1568 МПа; суммарное разрывное усилие всех
проволок каната 965 500 Н.
Количество хвостовых канатов принимаем равным ихх = 3. Необходимая
масса 1м хвостового каната
4-6,08
тхх = —-— = 8,1 кг/м.
В качестве хвостового каната применяем канат двойной свивки, много-
прядный, типа ЛК-Р, ГОСТ 3088-80 (см. табл. 1.6): тхв = 8,065 кг/м; rfxx =44 мм;
а = 1372 МПа; суммарное разрывное усилие всех проволок каната 1 125000 Н.
Проверка выбранных канатов и машины дает следующие фактические
значения параметров:
запас прочности подъемных канатов
_и,965 500 _ 4-965 500
Z°* " К + Q)ff ~ (21 200 + 20000)9,81 = 9,555 > 9,5 ’
коэффициент статических натяжений канатов (масса противовеса mn_ —
= mc + 0,50 }
к S/ + Q + 21200 + 20000 + 4-6,08-1255
С1ф “ ~ тс + 0.5Q + п^.тк,Н ~ 21 200 + 0,5 20 000 + 3 - 8,065 • 1255 “
= 1,168 < 1,256;
отношение диаметров приводного шкива и каната
D 5000
e* = <=39j=126’5>95;
удельное давление канатов на приводном шкиве
Др + S2 [2mc + 1,5Q + (л,тх + nx,mx,)fl]g
* nKDdK nj)dt
[2 • 21 200 + 1,5 • 20 000 + (4 • 6,08 + 3 • 8,065) 1255] 9,81
= -------------------—-—--------------—----= 1,66 МПа < 2,0 МПа.
4-39,5-5000
Таким образом, выбранные канаты и подъемная машина удовлетво-
ряют всем требованиям.
6
Глава 3
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ШАХТНЫХ
ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК
3.1. РАСЧЕТ ДВУХСКИПОВОЙ ПОДЪЕМНОЙ УСТАНОВКИ
С ЦИЛИНДРИЧЕСКИМИ БАРАБАНАМИ
Задание.
Наименование объекта..........................
Годовая проектная производительность подъема А,
т/год.........................................
Глубина вертикального ствола Нст, м...........
Число подъемных горизонтов....................
Назначение подъема............................
Выход породы на подъем........................
Число рабочих дней в году N...................
Продолжительность работы машины t, ч/сут . . .
Коэффициент резерва подъема С.................
Угольная шахта
600000
375
1
Подъем угля
Нет
300
15
>1,5.
1. Выбор скипа. Ориентировочная максимальная скорость подъема.
Часовая производительность
С А 1,5-600000 „
О„ = — =-------------= 200 т/ч.
Nt 300-15 '
Принимая высоту загрузки скипа у подземного бункера йзаг = 20 м
и высоту приемного бункера h„„ = 23 м (см. табл. 1.15), получим высоту
подъема
Н = Нст + Амг + йпп = 375 + 20 + 23 = 418 м.
Наивыгоднейшая масса груза скипа
Q = + 0)/3600 = 200(4^/418 + 10)/3600 = 5,1 т,
где 0 = 10 с-пауза.
Выбираем стандартный скип для одноканатного подъема (см.
табл. 1.3): тип 1СН7-1: вместимость 7 м3; грузоподъемность по углю
Q = 6 т; масса скипа с подвесным устройством = 6,4 т; высота скипа
в положении разгрузки = 8,62 м; путь разгрузки hp = 2,17 м; размеры
в плане 1,54 х 1,85 м; расстояние между центрами скипов d0 = 2,1 м.
Продолжительность цикла
Т = 360()Q/Q4 = 3600 • 6/200 = 108 с.
Продолжительность подъема
Т= Т'-0 = 108 -9 = 99 с,
164
где продолжительность паузы 0 = 9 (см. стр. 23.
Принимаем шестипериодный график скорости. Ориентировочное
значение максимальной скорости подъема при этом определяем по
формуле (1.19):
К„ах(ор) = 0,25 [(1,6Т— 11,6) - 7(1,6Т- 11,6)2 - 8(1,5Я - 5,66)] =
= 0,25 [(1,5 -99—11,6) - 7(1,5 99 - 11,6)2 - 8(1,5 -418 - 5,66)] =
= 4,45 м/с.
2. Расчет каната.
Принимаем канаты типа ЛК-РО с расчетным пределом прочности
проволоки при растяжении о = 1666 МПа, фиктивная плотность кото-
рых составляет у0 = 0,097 МПа/м. Так как Н < 600 м, канат рассчиты-
ваем по постоянному запасу прочности и согласно ПБ принимаем
Z = 6,5 (см. табл. 2.1.).
Наименьшую необходимую по условиям прочности массу 1 м каната
находим по формуле (1.50)
/ст \ / 1666 \
т, = *и0/1 —--Но I = 12400/1 ——— — 421 ) = 5,58 кг/м,
‘ \Zy0 \6,5 0,97 / ’ '
где масса концевого груза
т0 = + б — 6400 + 6000 = 12 400 кг;
длина отвеса каната (с учетом высоты переподъема Лпер = 3 м)
Hq = И + /inep = 418 + 3 = 421 м.
По ГОСТ 7668-80 (табл. 1.7) выбираем канат: тип ЛК-РО; конструк-
ция 6 х 36(1 + 7 + 7/7 + 14) + 1 о. с. масса 1 м смазанного каната
= 6,08 кг/м; диаметр каната <4 = 39,5 мм; при ст = 1666 МПа раз-
рывное усилие всех проволок в канате 2раэр = 1025 000 Н.
Фактическое значение коэффициента запаса прочности составит
Z 6Раэр 1025000
ф (т0+.т*Н)д (12400 + 6,08-421)-9,81 > ’
Коэффициент статической неуравновешенности подъема
mH 6,08-418
А = - - = --------= 0,37
KQ 415-600
Уравновешивать систему с помощью хвостового каната не считаем
целесообразным (см. разд. 1.3).
3. Орган навивки.
Принимаем цилиндрическую однобарабанную подъемную машину.
Необходимый по нормам ПБ диаметр барабана
D 80< = 80 • 39,5 = 3160 мм.
165
Выбираем подъемную машину со следующей технической характе-
ристикой (табл. 1.10): тип ЦР-3,5 х 3,2/0,8; диаметр барабана D =
- 3,5 м; ширина барабана В = 3,2 м; ширина разреза 0,8 м; расстояние
между барабанами 0,05 м; максимальное статическое натяжение каната
200 кН; максимальная разность м^жду статическими натяжениями ка-
натов 120 кН; передаточные числа редуктора i = 10,5; 11,5; 20; 30;
допустимая скорость подъема 10,0 м/с; маховой момент машины без
редуктора и двигателя 3400 кН-м2; масса машины с редуктором без
электрооборудования 110 т.
Проверка барабана по ширине.
Необходимую ширину навивочной поверхности барабана вычисляем
по формуле (1.73)
— (---— I- 2итр + 1 + е) (d + S) —
\ ки /
= /4!8 +2~35 + 2 5 + 1 + \ (39,5 + 3) = 240() мм < 320{) мм,
\ 3,14-3,5 /
где h = 35 мрезервная длина каната для испытаний; л1р = 5-число
витков трения; е = 2 витка-расстояние между витками навивающейся
и свивающейся ветвей; S — 3 мм-зазор между,витками.
Необходимая ширина заклиненной части барабана
В3 = (+ «ТР + 1) (d + S) = + 5+1) (39,5 + 3) =
\ kD / \ 3,14-3,5 /
= 2007 мм < 2400 мм.
Проверка барабана на статические нагрузки.
Максимальное статическое натяжение в канате согласно формуле
(1.78)
Smax = (КГРС + тС1 + mtH0)g =
= (1,09-6000 + 6400 + 6,08-421)9,81 = 152052Н < 200000Н.
Максимальную разность между статическими натяжениями канатов
можно ожидать в начале подъема нормального груза, или в момент
навески новых канатов.
В первом случае
7^, = (КС+ »VO0 = (1,156000 + 6,08-418)9,81 = 92620Н< 120000Н.
Во втором случае
Гтах = К^пор - 1) Q + тск + т„Н0] д =
= [(1,06 - 1)6000 + 6400 + 6,08-421]9,81 = 91426Н < 120000Н.
4. Расположение подъемной машины относительно ствола шахты.
166
Направляющие шкивы на копре располагаем на одном уровне от
устья ствола. >
С учетом норм ПБ диаметр направляющего шкива должен быть
>3160 мм (см. раздел 1.4). Выбираем стандартный шкив со сле-
дующими техническими показателями (см. табл. 1.16): тип ШК-4; диа-
метр шкива 4,0 м; диаметр каната < 47,5 мм; статическое натяжение
каната < 1520 кН; маховой момент шкива GD^t = 342 кНм2.
Высоту копра, рассчитываем по формуле (1.106)
Н„ = h„.„ + + hnep + 0,75Лшк = 23 + 8,62 + 3 + 0,75 • 2 = 36,12 м.
Выбираем копер (см. табл. 1.18): грузоподъемность скипа 6 т; высота
бункера йп.п = 23 м; высота копра Н, = 37 м.
Действительное значение высоты переподъема составит
^пер = (Йп.п + Йск 3“ 0,75Лшк) =
= 37 - (23 + 8,62 + 0,75-2) = 3,88 м > 2,5 м.
Элементы расположения подъемной машины относительно ствола
шахты показаны на рис. 3.1. В расчете приняты: расстояние между осями
подъемного каната и барабана Е = 45 м; расстояние между осями
подъемных канатов (см. раздел 1.5) d0 = 2100 мм.
Длина струны
L = 7(Нж-С0)2 + (£- /?шж)2 = 7(37 - 0,6)2 + (45 - 2)2 = 56,34 м.
Угол наклона нижней струны к горизонту
Н - Со . 37 - 0,6
Ф = arctg——— = arctg——— = 40°15'.
xl -“ШК »
Линейные отклонения каната на барабане от плоскости шкива
(рис. 3.2):
наружное
_В (d° >
2 \ 2 + ^тр
3200 /2100 _ \ _
------I —~—Ь 212,5 1 — 338 мм
2 \ 2 )
где ширина витков трения атр = nTV(dK + S) = 5(39,5 + 3) = 212,5 мм;
внутреннее
" \2 2.
= 2007 -
3200 2100\
1457 мм.
Значения углов отклонений струны каната соответственно будут
ан = arctg ~ = arctg = 0°20' < 1°30';
L Эи,34
ав = arctg = arctg“—7 = Г29' < Г30'.
L 56,34
5. Приводной двигатель и редуктор.
167
Для удовлетворения ориентировочной максимальной скорости
подъема необходимая частота вращения барабана
60Vmax(op) 60’4,45
" “--Лф = ЗЛ4Л5 = 24Л °6/М“
Принимаем редуктор с передаточным отношением i = 10,5.
Требуемая частота вращения приводного двигателя
идв = n6i = 24,3 • 10,5 = 255 об/мии.
Выбираем стандартную частоту вращения асинхронного двигателя
пс = 300 об/мин (ин = 290 об/мин).
Действительное значение максимальной скорости подъема
nDn 3,14’3,5-290
Ипах ~ ~ 77 — МА- •
60l 60’10,5
Ориентировочная мощность приводного двигателя согласно формуле
(1.129)
_ 3t,KQgVmM_ 1,25-1,15’6000’9,81 -5,0
on * 'J AV _. _ _
где E, — 1,25-коэффициент эффективного усилия подъема; К = 1,15-ко-
эффициент шахтных сопротивлений; т|£ = 0,95-КПД редуктора.
Выбираем двигатель (табл. 1.19) со следующей технической харак-
теристикой: тип АКН2-18-27-20; мощность Ри = 500 кВт; частота
вращения ин = 290 об/мин; статор-напряжение .6000 В, ток 72 А; ро-
тор-напряжение Ек — 720 В; ток /н = 435 А; перегрузочная способность
Хн = 2,3; КПД т]дв = 0,92; маховый момент ротора G£>p0T = 26 кН-м2.
Расчетное значение момента вращения на тихоходном валу редук-
тора рассчитываем по формуле (1.136)
03g^\.=
\ «н Кб '
8120-500’0,95 26000
-------——2,3 - 0,03—— 10,5
290 1,75
10,5 = 272055 Н-м.
Выбираем редуктор (табл. 1.22): тип 2ЦО = 18; межцентровое рас-
стояние 1800 мм; передаточное число i = 10,5; момент вращения на
ведомом валу 320 (360) кН • м; скорость вращения приводного вала не
более 500 об/мин; маховой момент на тихоходном валу С£>2ед =
= 900 кН • м2; масса редуктора 38 т.
6. Приведенная масса.
Приведенная к окружности барабана масса подъемной установки
Xm' = 2mc, + Q + 2mKLr + т'б + т'рот + и1ред + 2т'ш, =
= 2-6400 + 6000 + 2-6,08’533 + 28 290 + 23 850 + 7490 + 2-2180 =
= 86410 кг,
169
где длина одной ветви подъемного каната
~ Н + hnep + jL4* HTp7t/?g = 418/ + 3,88 4- 56,34 4" 5*3,14*3,5 = 533 м;
приведенная масса барабана
, _1(GD62) 1 3400000
~д Dj ~ 9,81 3,52
)
приведенная масса ротора
= 28 290 кг;
, 1 (GD2 ) , 1 26000 , „
m₽OT = 9^^^10’5 = 23 850 КГ;
у Ufi У,о 1
£>б2
приведенная масса редуктора
, _1(GD2CJ_ 1 900 Q00
mw~g Dl — 9,81 3,52
= 7490 кг;
приведенная масса направляющего шкива
, _ 1 (GD2 J _ 1 342000
= 2180 кг.
7. Выбор величин ускорения и.замедления.
Величину ускорения выбираем из условия максимального исполь-
зования перегрузочной способности двигателя в период пуска.
Усилие на ободе барабана в период пуска
Fnyc = (KQ 4- mtH)g 4- Em'-fli = (1,15*6000 4- 6,08*418) x
x 9,81 4- 86410-aj = 92620 4- 86410a!.
Номинальное усилие двигателя на ободе барабана
F„ = 103^i = Ю3500'°’95 = 95000 Н.
''max
Принимая среднее значение коэффициента перегрузки за период
пуска
Хпус = 0,6Хн = 0,6 *2,3 = 1,38,
максимальное усилие на ободе барабана составит
Fmax = = 1,38*95000 = 131 100 Н.
Приравнивая F„yc = FmM определяем
«1
131 100-92620
86410
= 0,45 м/с2.
Принимаем ау — 0,5 м/с2.
170
Допуская скорость выхода скипа из разгрузочных кривых Vo =
= 1,2 м/с, определяем величину ускорения за этот период
IZ2 1 э2
а0 = —- = — = 0,33 ~ 0,3 м/с2,
0 2Лр 2-2,17 '
где йр = 2,17 м-путь разгрузки скипа.
Осуществляем тормозное замедление, величину которого выбираем
так, чтобы тормозное усилие в конце периода замедления составляло
в среднем одну треть веса полезного груза
FTOP = - = - |б000-9,81 = 19620 Н.
Допуская, что ползучая скорость дотягивания (Vn = 0,5 м/с) дости-
гается до входа скипа в разгрузочные кривые на расстоянии 1,5 м, усилие
на ободе барабана определится
F = {KQ - mK[Н - 2(Лр + 1,5)]} д - Em' • а3 =
= {1,15-6000 - 6,08(418 - 2(2,17 + 1,5)]} 9,81 - 86410 о3 =
= 43 195 — 86410о3.
Приравнивая последнее к FTOp определяем величину основного за-
медления
43195 + 19620
а =----------------~ 0,75 м/с2.
3 ' 86410 '
Замедление стопорения машины в конце подъема берется равным
ас = —1,0 м/с2.
Окончательно устанавливаем следующие расчетные значения уско-
рений и замедлений (в м/с2):
ускорение при перемещении скипа игривых......................0,3;
нормальное ускорение скипа вне кривых . . ...................0,5;
основное замедление.........................................0,75;
замедление стопорения.......................................1,0.
8. Расчет графика скорости
Скорость выхода скипа из кривых
Ио = y/2aohp = ^/2-0,3-2,17 = 1,14 м/с.
Продолжительность периода ускорения при перемещении скипа в
кривых
Продолжительность периода нормального ускорения
Ипах - К) 5,0 - 1,14 „ „„
= _тах---О = _2----= у 72 с
1 0,5
171
Путь, пройденный в период нормального ускорения
Ипах + К, 5,0 + 1,14
= —--------t. = -----— 7,72 = 23,7 м.
2 п
2
Время стопорения при скорости дотягивания = 0,5 м/с) до полной
остановки
И 0,5
^ = Г = П) = 0’5с-
ас 1,0
Путь стопорения
= = = 0,125 м.
С 2
2
Путь, пройденный за период дотягивания
Хп = hp + 1,5 - Хс = 2,17 + 1,5 - 0,125 s 3,55 м.
Продолжительность периода дотягивания
X 3,55 „
Дс‘
Прямолинейный участок разгрузочных кривых составляет около 1 м.
Соответственно, разгрузка скипа начнется после прохождения скипом
расстояния 1,5 + 1,0 = 2,5 м от начала периода дотягивания, на что
уйдет время
, 1,5 + 1,0 2,5 г
1п~ к о^-5с’
Продолжительность основного периода замедления
t Гтах-К 5,0-0,5
G =---------=....п,с = 6,0 с.
а3 0,75
Путь основного замедления
Путь движения скипа с максимальной скоростью
Х2 = Н- (2Лр + 1,5 + Х3 + Х3) = 418 - (2 • 2,17 + 1,5 + 23,7 + 16,5) =
= 372 м.
Продолжительность периода движения с максимальной скоростью
Х2 375 л
t2 =----=---= 70,4 с.
2 V 5
r max
172
Продолжительность подъема
Т= t0 + ti + t2 + t3 + t„ + tc = 3,8 + 7,72 + 70,4 + 6 + 7,1 + 0,5 = 95,5 c.
Продолжительность цикла
Г = T+ 0 = 95,5 + 9 = 104,5 s 105 с.
Годовая производительность подъема
3600 3600
Яф = ~^rQNt = -^-6-300-15 = 926000 т/г.
Коэффициент резерва подъема
Лф 926000
ф А 900000
1,54 > 1,5.
Графики скорости и ускорений представлены на рис. 3.3, 3.4.
9. Расчет движущих усилий.
Уравнение подъема с учетом численных значений параметров при-
нимает следующий вид:
F = [(К - ₽с) Q + тк(Я - 2Х)] д±Ъп'-а = [(1,15 - ₽с) 6000 +
+ 6,08(418 - 2Х)]9,81 + 86410 а = 92620 - 58 860₽с - 119,ЗХ ±
+ 86410 -а.
Определим значения движущих усилий на ободе барабана в разные
периоды подъема (см. рис. 3.3, 3.4):
в начале подъема (X — 0; а = 0,3 м/с2)
Ft = 92620 + 86410 0,3 = 118540 Н;
в конце периода ускорения в разгрузочных кривых (X — hp = 2,17 м;
а = 0,3 м/с2).
F2 = 92620- 119,3-2,17 + 86410 0,3 = 118240 Н;
в начале периода нормального ускорения (X = 2,17 м; а = 0,5 м/с2)
F3 = 92620- 119,3-2,17 + 86410 0,5= 135565 Н;
в конце периода нормального ускорения (X = 2,17 + 23,7 = 25,87 м;
а = 0,5 м/с2)
Г4 = 92620- 119,3-25,87 + 86410-0,5 = 132740 Н;
в начале периода движения с максимальной скоростью (X = 25,87 м,
а = 0)
F5 = 92 620 - 119,3 • 25,87 = 89 535 Н;
в конце периода движения с максимальной скоростью (X = 25,87 +
+ 372 = 397,87 м; а = 0)
F6 = 92620 - 119,3 -397,87 = 45 155 Н;
173
в начале периода основного замедления (X = 397,87 м; а — —0,75 м/с2)
F7 = 92620 - 119,3-397,87 — 86410-0,75 = - 19650 Н;
в конце периода основного замедления (X = 397,87 + 16,5 = 414,37 м;
а = —0,75 м/с2)
Г8 = 92620- 119,3-414,37 — 86410-0,75 = -21 620 Н;
в начале периода дотягивания (X — 414,37 м; а = 0)
F9 = 92620 - 119,3 • 414,37 = 43 185 Н;
в начале разгрузки скипа (X = 414,37 + 1,5 + 1,0 = 416,97 м; а = 0;
₽с = 0)
Рю = 92620 - 119,3 -416,97 = 42875 Н;
174
Рис. 3.4. Изменение усилия по пути в периодах: основного замедления, дотя-
гивания и стопорения
Рис. 3.5. Пусковые характеристики приводного двигателя АКН2-18-27-20
в конце периода движения с постоянной скоростью дотягивания
(117 — 11 — 0 125
(X = Н - X = 418 - 0,125 = 417,875 м; а = 0; ₽су = В —------=
х (2,17-1)
= 0,45)
Fn = 92620 - 58860 0,45 - 119,3-417,875 = 16280 Н;
в начале периода стопорения (X = 417,875 м; рСА. = 0,45; а = — 1,0 м/с2)
F12 = 92620 - 58860-0,45 - 119,3-417,875 - 86410-1,0 = - 70130 Н;
в конце подъема (X = Н = 418 м; Рс = 0,5; а = —1,0 м/с2)
F13 = 92620 - 58860-0,5 - 119,3-418 - 86410-1,0 = - 73090 Н.
10. Эффективная мощность подъема.
Эффективное усилие подъема
У (F21 + Л)у + (Я + FDу + (Л + F5F6 + F2)^ +
fэфф = 0,$ (t0 +1, + t3 + tB + tc) + t2 + 0,250 *
+ (F2 + Fg)-^ + (Fg + Fio)- + (F20 + F2i)—
<--------------------------------------------1— =
У (1185402 + 1182802)y + (1355652 + 1327402)^ + (895352 +
0,5 (3,8 + 7,72 + 6 + 7,1 + 1) +
+ 89535-45155 +.45155*)-j- + (196502 + 216202)| + (431852 +
+ 70,4 + 0,25-9
5 21
+ 428752)- + (428752 + 162802)^-
♦--------------------------------= 79300 H.
Эффективная мощность двигателя
Лфф = Ю-3^^ = 10-з 79о3^'5 = 417 кВт < 500 кВт.
11. Расход электроэнергии и КПД подъемной установки.
Требуемая энергия за один подъем в идеальных условиях
ш 6000-9,81-418
ни 1000-3600 1000-3600 ’ к т ч-
176
Фактический расход электроэнергии за один подъем
Г EFz 5-6,627-768
ш ________шах _________L__________— 1Q 53 кВт • ч
ф 1000-3600-в, Пдз 1000-3600 0,95-0,92
где
EFZ = (F, + F2)y + (F3 + F4)^ + (F 5 + F6)| + (F7 + F8)| + (F9 +
+ Ло)|+ (*\o + Fn)7’1"5 = (П8540 + 118280)y + (135565 +
7,72 70,4 6
+ 132 740)— + (89535 + 45 155)-y + (19650 + 21 620)- + (43 185 +
5 21
+ 42 875)- + (42 875 + 16 280)y- = 6 627 768 H • c.
Жпя 6,83
КПД подъемной установки ri т = = г- = 0,64.
гУф 10,53
Удельное значение фактического расхода электроэнергии на подъем
одной тонны массы поднимаемого груза
%1Т = ^ = -^1Д6 кВт/ч.
Годовой расход электроэнергии
И/Оп = % 1т-А = 1,76• 600000 = 1050000 кВт• ч.
12. Расчет пусковых характеристик и выбор сопротивлений реостата.
Из предыдущих расчетов:
Рн = 500 кВт-номинальная мощность приводного двигателя; пи =
= 290 об/мин-номинальная частота вращения; Еи = 720 В-номиналь-
ное напряжение ротора; /н = 435 А-номинальный ток ротора; Хн =
= = 2,3-коэффициент перегрузки; / = /0 + tt = 3,8 + 7,72 =
= 11,52 с-общая продолжительность пуска; Т' — 105 с-продолжитель-
ность цикла подъема; Fv = 118 540 Н; F2 = 118240 Н; F3 = 135 565 Н;
F4 = 132 740 Н-результирующие усилия на ободе барабана в процессе
пуска; FCI1 =9262OH; Fci2 = 89 534 Н-соответственно начальное и
конечное значения статического усилия на ободе барабана в процессе
пуска; D = 3,5 м-диаметр барабана; i = 10,5-передаточное число редук-
тора; ц( = 0,95-КПД редуктора.
Номинальное скольжение
„ пс - лн 300 -290 _________
SH = — 5 = —— = 0,033.
nc , 300
Номинальный момент двигателя
Мн = 9550^ = 9550^ = 16466 Н м.
" п„ 290
177
Критический момент двигателя
М^ = Мк-‘кп = 16466-2,3 = 37872 Н-м.
Соответствующие усилиям Flt F2, F3, F4, F и F значения
моментов (Н-м) на валу двигателя следующие:
,, D , 3,5
М = -—F =--------------F = 0,175F.
2iTii 2-10,5-0,95
Mi =0,175-118 540 = 20745;- М2 = 0,175-118260 = 20700;
М3 = 0,175-135 565 = 23 724; М4 = 0,175-132740 = 23230; Мст = 0,175 х
х 92620 = 16208, М„2 = 0,175-89534 = 15668. 1
На графике в координатах S-М наносим значения моментов Мя,
М«Р> М„2, М2, М2, М3 и М4 (рис. 3.5).
Ординату для моментов М2 и М3 находим по формуле
5(Ю = 1 - - «») = 1 - ^(1 - 0,033) = 0,78.
'max
Среднее значение пускового момента в период ускорения машины
после выхода скипа из кривых
(М3 + М4) (23 724 + 23 230)
Мпус = —- = *--------------= 23 477 Н • м.
Отклонение пускового момента двигателя относительно среднего
значения Мпус принимаем +5000 Н-м, что составляет 100 = 21%.
Пиковый момент
= Кус + 5000 = 23 477 + 5000 = 28 477 Н • м
Момент переключения
Мпер = Мпус - 5000 = 23477 - 5000 = 18477 Н-м
Проверяем:
^пнк
Кр
28477
37 872
= 0,75 < 0,85;
Мпер 18477
Мст 15938
1,16 > 1,15.
Определяем необходимое количество пусковых характеристик.
Механические характеристики двигателя строим с учетом их кривиз-
ны. Для этого находим по шесть точек для каждой характеристики. При
этом точка синхронной скорости (М = 0; 5 = 0) общая для всех
характеристик, а остальными пятью точками будут точки скольжения,
соответствующие моментам нагрузки М„, Мпер, Мпус и Мкр.
178
Соотношение критического и характерного моментов нагрузки:
. 37873 X =^= 37872 = 2О5-
М„ 16466 ” пе₽ Мпер 18477 ’ ’
т М-р 37872 . ifil- 1 _ 37872 - 1 33
пус-Мпус 23477 ’ пик К™ 28477 ’
Отсюда следующие значения моментных коэффициентов скольжения
Кя = - 1 = 2,3 - 72,32 - 1 = 0,229;
К„е₽ = ?+е₽ - = 2’05 " ^2’052 ~ 1 = 0>26;
кпус = ЧУс - = 1.61 - 71,612 - 1 = 0,348;
= Хпм - 7^=^ = 1.33 - 71,33* - 1 = 0,453.
и соотношения коэффициентов Кпик и Кпср
С = = 1,742.
°’26 л „
Критическое скольжение естествённои механической характеристики
вычисляем по формуле (1.240)
5<Р0 = 5Н(Ч + 7^ - 1) = 0.033(2,3 + 72,ЗЗ2 - 1) = 0,144.
Скольжение при работе двигателя на естественной характеристике
с нагрузкой, равной Мпик
= 0,144(1,33 - 71,33*- 1) = 0,065.
Необходимое количество пусковых характеристик (не включая
естественную характеристику) в период ускорения машины после выхода
скипа из кривых рассчитываем по формуле (1.242)
m _lgW^ 1g 0.78/0,065 _
IgC 1g 1,742
Число реостатных характеристик при этом значении m будет равно
пяти R4, Rs, R6, Ry, Rb (cm. рис. 3.5). Используя одну ступень R3 для
выводя скипа из разгрузочных кривых и две в качестве предварительных,
общее количество реостатных ступеней составит 5 + 1 + 2 = 8.
Критическое скольжение естественной характеристики составляет
S = 0,144, а для искусственных характеристик его определяем по
формуле
Скольжение при разных моментах нагрузки для отдельных харак-
теристик
SHra = SrPm • 0,228; 5nePm = 5K₽m • 0,26;
Snycm = S«Pm-0,348; 5^ = 5^-0,453.
179
Расчет сведем в табл. 3.1.
Характеристика R3 (см. рис. 3.5) предназначена для вывода порож-
него скипа из кривых. Для поддержания расчетного значения ускорения
а0 = 0,3 м/с2 пересечение характеристики R3 с линией моментов
— М2 принимаем в точке, соответствующей среднему значению
изменения скольжения от SMi до SM^, которое в данном случае
составляет Scp = 0,9.
Скольжению Scp = 0,9 соответствует среднее значение от моментов
Mt и М2, равное М = 20722,5 Н • м, при котором соотношение Мжр
к последнему дает X = 1,828. В таком случае, значения критического
и номинального скольжений для характеристики R3 определяют из
выражений:
SKP3 = 0,89(1,282 + Л/1,8282 - 1) = 2,988;
5„з = 5ж₽зКн = 2,988 0,229 = 0,684.
Переключение двигателя с характеристики R3 на R4 осуществляем
при скольжении 5пе₽з = 0,75, после выхода скипа из разгрузочных
кривых (устанавливаем из рис. 3.5), чему соответствует момент пере-
ключения
2-37872
2Мжр _______
М”СРЗ = SncP3/\P3 + Srpj/SncP3 = 0,75/2,988 + 2,988/0,75 = 17 890 Н'м- ,
Пересечение характеристики R3 с абсциссой М произойдет в момент,
рассчитанный по формуле (1.247)
М, -^ф = 2'ЭТ87.23”-22796 Н.м.
1 + S4>3
1 + 2,9882
Естественно, МКз будет пиковым значением момента при пуске для
характеристики R3, т.е. имеем Мпнж = 22796 Н-м.
По точкам (М = 0; 5 = 0), (Мн = 16466; S3 = 0,684), (Мпер = 17 890;
Sncp = 0,75), (М = 20 722,5; \р = 0,89) и (МЛз = 22796; S = 1) строим
механическую характеристику R3.
Характеристика R4 «вставляется» между R3 и Rs также по усмотре-
нию. Принимаем, что переключение с характеристики R4 на R5
осуществлялось при скольжении 5П£Р4 = 5ПИЖ5 = 0,597, которому соответ-
ствует момент МпеР4 = 20 625 Н • м. (берем из графика; см. рис. 3.5).
После того, как одна точка (20625; 0,597) характеристики R4 уже
известна, на основе приведенной методики легко определим остальные
характерные точки, необходимые для ее построения:
Х.=
мпс₽4
37872
20625
1,836;
\Р4 = Sncp(X + VA2 - О = 0,596(1,836 + У1,8362 - 1) = 2,015;
SH4 = SKP4-K„ = 2,05 0,228 = 0,459;
Упер = ХЖР4КПСР = 2,05-0,26 = 0,524;
Snyc = СКР4- Кпус = 2,05-0,348 = 0,701.
180
0,956
181
Пиковый момент
2Мжр 2-37872
~ Snep3/SIip4 + Хж₽4/Хперз “ 0,75/2,015 + 2,015/0,75 “ 24 768 Н ' М‘
Пересечение характеристики R4 с осью абсцисс произойдет при
моменте
м _2Mtp SKP4_ 2-37872-2,015
1+.£жР4 1 + 2,0152
30 162 Н-м.
Характеристика Rt строится с тем расчетом, чтобы ее можно было
использовать для получения скорости дотягивания, равной V„ = 0,5 м/с.
Скольжение при скорости дотягивания рассчитаем по формуле
(1.245)
V 0 5
4=1“ ?"~(1 - 5н) = 1 - 7^(1 - 0,033) = 0,9.
'max JjU
Среднее значение усилия на ободе барабана в период дотягивания
при нормальной нагрузке составляет (F9 + Flo): 2 = (43 185 +
+ 42 875): 2 = 43030 Н (см. раздел 1), чему на валу приводного дви-
гателя будет соответствовать момент нагрузки, равный 0,175 -43030 =
= 7530 Н-м. Характеристика Rt-практически прямая линия, поэтому
для ее построения достаточно ее провести через точки (М = 0; 5 = 0)
и (М = 7530; 5 = 0,9).
Коэффициент перегрузки двигателя при моменте нагрузки 7530 Н м
составляет Мжр: 7530 = 37 872:7530 = 5,09, откуда критическое сколь-
жение для характеристики R, определим из выражения:
5ЖР1 = 0,9 (5,029 + х/5,0292 -1) = 8,96.
Пересечение характеристики R1 с абсциссой-момент короткого
замыкания для характеристики Rt
2МЖР5ГО ,2-37872-8,96 „
= "7 + 8 96 = 8350 Н М-
1 1 + лКР1 1 +
Характеристика R} соответствует первой предварительной ступени
реостата и предназначена для подтяжки кинематической системы пере-
дачи подъемной машины и канатов при нормальном пуске.
Для осуществления плавного пуска принимаем вторую предвари-
тельную ступень реостата с тем, чтобы соответствующая ей характе-
ристика R2 занимала промежуточное положение между F, и Л3. Харак-
теристика R2 -практически прямая линия; ее пересечение с абсциссой
М принимаем в точке MR = 15 000 Н-м. Помимо своих основных
назначений, ступени Rt и R2 используем также при ревизии каната.
Номинальное скольжение для характеристик R2 и Rr определяют из
формул:
с — н
“2
16 466
15 000
1,098;
М„ _ 16 466
М~Г 8350
182
1
Результаты расчетов скольжений для R3, R2, R3 и /?4 заносим
в табл. 3.1.
Номинальное сопротивление цепи ротора
„ 720
х/з-7,
= 0,956 Ом.
'3-435
Общее сопротивление ступени реостата
R=R-S„ = 0,956 S„ Ом.
При пуске продолжительность включения для предварительных сту-
пеней Rl и R2 принимают равной по 0,75 с на каждую ступень, а для
остальных определяем на основе расчета переходного процесса нараста-
ния скорости на ступенях.
Приведенное на валу приводного двигателя значение махового мо-
мента подъемной установки
Zm'gD2 86 410 -9,81-3,52
i2 ~ 10,52
= 94 187 Н • м2.
Механическую постоянную времейи переходного процесса пуска для
каждой ступени определяем по формуле (1.253)
Вт = GD2^ п0 SHm/375 М„ = 94187 • 290/375 • 16 466 = 4,423 • S„m.
Продолжительность переходного процесса нарастания скорости для
ступеней R3-Re вычисляем по формуле (1.254), где значения моментов
Л1ПИ1[, Мпер и Мст принимают согласно расчету, или на основе рис. 3.5.
Результаты расчетов сведены в табл. 3.2. Как видно, фактическое значе-
т
ние продолжительности пуска (Ztm — 11,3 с) практически назначительно
1
отличается от его значения, полученного при предварительных расчетах
(г = 11,52 с), поэтому в расчетном значении продолжительности цикла
поправку не вносим {Т к Т= 105 с).
Относительную продолжительность включения шунтируемых секций
ступеней рассчитывают для ступеней:
первой предварительной (AJ ПВт = • = 0,007;
0,75
второй предварительной (R2) ПВ2 = 2/ = 0,014;
m
пусковых (характеристики R3 -RB) ПВт = —-.
Гф
Результаты расчетов сведены в табл. 3.2.
Коэффициент перегрузки приводного двигателя по моменту на от-
дельных ступенях будет:
183
для ступени Ri 8350
1 ми 16 466 ’ ’
для ступени mR2 и2=-ГГ мк 15 000 лл. = = 0,91; 16 466
для ступени для ступени R3 *4 + М 22 796 + 17 890 “3~ 2М„ " 2 16 466 - 1’24’ М™ + М 24 768 + 20 625 а4 = = 1 = 1,38;
М 23 477
для ступеней R5-R8 а5_8 = —= — - = 1,43.
Мн 16 466
Эффективный ток ступени, А
*эфф = Л,-ат = 435ат
Скорость машины при ревизии ствола шахты равна скорости дотяги-
вания (Срсв = Уп = 0,5 м/с), которой соответствует скольжение двигателя,
равное S = 0,9 (см. рис. 3.5). Учитывая, что ревизионную скорость
в основном получают при работе двигателя на характеристике Rt, при
которой скольжению S = 0,9 соответствует нагрузка на валу Мрсв =
= 7500 Н (см. рис. 3.5), значение тока ревизионной скорости
М
I = у = 435
рсв " Ми
7500
16 466
198 А.
Результаты расчета токов приведены в табл. 3.1. и 3.3.
Таблица 3.2. Расчет продолжительности пуска приводного двигателя
Сту- пень 4 Bmi c H-m H-M мет<1, H-m c m c 1 ПВ„, %
Ro 0,033 0,146 28477 18477 15938 4,938 0,233 11,276
«8 0,057 0,252 28477 18477 15938 4,938 0,402 11,043 10,5
Ri 0,1 0,442 28477 18477 15938 4,938 0,706 10,641 10,1
Re 0,173 0,765 28477 18477 15938 4,938 1,22 9,935 9,5
Rs 0,302 1,335 28477 18477 15938 4,938 2,13 8,715 8,3
«4 0,459 2,03 24768 20625 15938 1,884 1,285 6,585 6,3
R3 0,684 3,025 22796 17890 15938 3,513 3,8 5,3 5,0
r2 1,098 — — — — — 0,75 1,5 1,4
R, 1,97 — — — — — 0,75 0,75 0,7
Итого: 11,276 а; 11,3 с
184
Таблица 3.3. Выбор ящиков сопротивлений
Соединение Сек- ция Сопротивле- ние секции. Ом Номер; количество ящиков на одну фазу ПВ, % Ток секции, А
расчет- ный допу- сти- мый при ПВ„ при реви- зии ^рев длитель- но допус- тимый
рас- чет- ное выб- ран- ное
Г8 0,0225 0,02 10,5 622 775 198 263
г- г6 0,0416 0,0694 0,04 0,08 50173; 2 10,1 9,5 622 622 790 815 198 198 263 263
г5 0,123 0,12 8,3 622 870 198 263
гл 0,151 0,147 6,3 583 840 199 221
1 ~ &12 Г3 Г2 0,215 0,396 0,232 0,406 50174; 6 5,0 1,4 540 395 870 1025 198 198 221 221
Г, 0,83 0,841 0,7 217 1080 198 221
Суммарное сопро- 1,85 1,88
тивление
По значениям г, /эфф и ПВ, согласно графику рис. 1.19, или табл. 1.25,
выбираем стандартные ящики сопротивления и устанавливаем схему
соединения элементов в отдельных секциях реостата.
Допустимую для секции силу тока берут из графиков (см. рис. 1.19)
или рассчитывают по формуле
Лоп = 4ат упвкат/пви,
где 7жат-допустимая по каталогу сила тока при стандартных значениях
относительной продолжительностью ПВкат (6; 12,5; 20; 40%). ПВт-отно-
сительная продолжительность включения секции (см. табл. 3.2).
Так, как ревизионную скорость машины получаем от главного
приводного двигателя, при выборе стандартных ящиков сопротивлений
реостата (см. табл. 3.3 и рис. 3.6) необходимо предусмотреть, чтобы
значения их длительных токов не были меньше, чем ток ревизионной
скорости /рев.
Выбор ящиков на одной фазе сопротивлений с фехралевыми элемен-
тами показал, что их количество составляет: • 50 173 (10)-2 шт; 50 174
(14) —6; на трех фазах соответственно 6 и 12 шт, т.е. общее количество
сопротивлений составит 24 ящика.
Рис.3.6. Схема соединения ящи-
ков сопротивления на одну фазу
50173(10) 50173(10) 50174(14) 50174(14)
I85
3.2. РАСЧЕТ ОДНОСКИПОВОЙ МНОГОКАНАТНОЙ
ПОДЪЕМНОЙ УСТАНОВКИ С ПРОТИВОВЕСОМ
Задание
Наименование объекта.......................
Годовая проектная производительность подъема
для двух машин, т/год......................
Глубина вертикального ствола, м............
Число подъемных горизонтов.................
Назначение подъема................... . .
Выход породы на подъем.....................
Число рабочих дней N, дней/год.............
Число добычных смен, смен/сут ......
Продолжительность работы машины t, ч/сут . .
Коэффициент резерва подъема С..............
Угольная шахта
1 200 000
935
1
Подъем угля
Нет
300
1
15
1. Выбор машины (подъемный сосуд; канаты; приводной шкив)
Часовая производительность подъема
Л СА 1,5-1 200 000 „ Л ,
е-=№—10045---------400
Высота подъема
Н = HCJB + Лзагр + Лразгр = 935 + 30 + 35 = 1000 м.
где Лмгр-расстояние по вертикали от отметки откаточного горизонта до
нижней кромки загрузочного бункера; Лразгр-расстояние по вертикали от
нулевой отметки до верхней кромки приемного бункера (значения
Лзагр = 30 м и йразгр = 35 м принимают ориентировочно). Элементы рас-
положения сосудов в башенном копре и нижней части ствола уточняют
после выбора стандартного типа скипа, на основе эскизной схемы,
представленной на рис. 3.7. После уточнения величин этих элементов
фактическое значение высоты подъема Н может незначительно отли-
чаться от расчетного (1000 м). Однако оно не влияет на методику
расчета и поэтому , с целью упрощения, уточнение этих элементов
в данном примере пропускаем.
Оптимальная масса груза скипа
Л 4JH + 0 л 4^/1000 + 20
зёоо-®Ч = ^ 3600 ~400= !6,28т’
где 0 = 20 с-ориентировочное значение паузы.
Выбираем стандартный скип для многоканатного подъема (см.
табл. 1.З.): тип 1СН25-2; вместимость 25 м3; грузоподъемность по углю
Q = 20 т; масса скипа с подвесным устройством mcs. = 21,2 т; высота
скипа в положении разгрузки hCK = 12,8 м; путь разгрузки Лр = 2,4 м;
186
*
Перекрытие подшкивной
площадки
Отводные брусья
Перекрытия шлюзевой
камеры ______________
Уровень разгрузочного
лотка
Уровень кромни загрузоч-
ного окна
Нормальное положение
амортизаторов_______
Нормальное положение
амортизаторов
Положение амортиза-
торов при переподъеме
tO,00
Нулевая отметка
у»
Рис.3.7. Эскиз расположения сосудов в башенном копре и в нижней части ствола
Уровень разрабатываемого
горизонта________________
Положение амортизаторов
при переподъеме________
размеры в плане 2,20 х 2,80 м; расстояние между центрами скипов
d0 = 2,8 м.
В качестве подъемных применяют канаты ГОСТ 7668 - 80 типа
ЛК-РО с расчетным пределом прочности проволоки при растяжении
о = 1568 МПа, фиктивная плоскость которых составляет у0 =
= 0,097 МПа/м (см. табл. 1.7).
Так как Н > 600 м, канат рассчитываем по переменному запасу
прочности при котором согласно ПБ отношение суммарного разрывно-
го усилия всех проволок каната к весу концевого груза (без учета веса
каната) должно быть Zo > 9,5, а допустимое минимальное значение
запаса прочности Zmin > 4,5 (см. табл. 2.1)!
В подъемной установке использованы отклоняющие шкивы, при
которых угол обхвата канатом ведущего шкива принимаем равным
а = 195° = 3,4, рад. Коэффициент трения между канатом и приводным
шкивом, согласно данным завода-изготовителя машин, для прядевых
канатов принимаем f = 0,25. Соответственно, допустимое значение коэф-
фициента статических натяжений канатов (отношение статических натя-
жений груженого и порожнего ветвей канатов) определяем по формуле
(2.76) Кст(доп) < 0,485 (е/и + 0,25) = 0,485(е°-25’3-4 + 0,25) = 1,256, а мини-
мально необходимую суммарную массу 1 м подъемных канатов по
формуле (2.79)
у Z 0 097 9 5
т, = ССР + 1)-^-£ = 20 000(1,06 + 1)-’ = 24,21 кг/м,
с 1568
где коэффициент массивности скипа
Т = m№/Q = 21 200/20 000 = 1,06.
Соответствующее последней значение коэффициента статических на-
тяжений канатов (при равенстве суммарных масс 1 м подъемных и го-
ловных канатов и противовеса с массой тпр = т„ + 0,5 Q) будет
к _ ткН + mCK + Q 24,21 • 1000 + 21 200 + 20 000
ст ф - т,Я + тсж + 0,5Q “ 24,21 1000 + 21 200 + 0,5-20 000 ~ '
Так как последнее меньше допустимого значения (1,18 < 1,256),
нескольжение канатов гарантируется.
Квадратурный параметр машины рассчитываем по формуле (2.116)
и п2 _ |П-б°’5е0Е(Кст.ф+1) .._б 0,5-20 000-9,81-95(1,18+ 1).
АР(Кстф —1) 2,0(1,18-1)
= 54,43 м2.
где е = 95-минимальное значение по ПБ отношения диаметров при-
водного шкива и каната; ДР = 2,0 МПа -допустимое максимальное
значение удельного давления каната на футеровку приводного шкива.
Из соотношения и, = 54,43: D2 ,т определяем требуемое число подъ-
емных канатов для каждого диаметра (см. табл. 1.13) типоразмеров
машин. В результате расчета получаем; £>ш т = 2,1 м, п„ = 12,34; D,II T =
188
= 2,25, их = 10,75; Вш т— 3,25, их = 5,15 м; 7)шт = 4 м, пк = 3,4; Вш т = 5 м,
пк = 2,17. На основе последних устанавливаем, что наиболее подходя-
щим является типоразмер ЦШ-4 х 4.
Принимаем две многоканатные подъемные машины типа ЦШ-4 х 4
со следующей технической характеристикой (см. табл. 1.13): диаметр
канатоведущего шкива Ош т = 4 м; ширина 1 м; количество подъемных
канатов 4; статическое натяжение канатов не более 800 кН; разность
статических натяжений канатов не более 250 кН; скорость подъема
с редуктором не более 14 м/с; маховой момент машины без редуктора,
отклоняющих шкивов и двигателя не более GD^.r = 2100 кН м2; махо-
вой момент отклоняющих шкивов не более GDjLOTX„ = 500 кН м2; воз-
можные передаточные числа редуктора i = 7,35; 10,5; 11.5.
Расчетная масса 1 м каждого подъемного каната составляет: 24,21:
4 = 6,0525 кг. По ГОСТ 7668 - 80 выбирают канаты типа ЛК-РО со
следующей технической характеристикой (см. табл. 1.7); конструкция
пряди 6 х 36 (1 + 7 + 7/7 + 14) + 1 о. с.; масса 1 м смазанного каната
= 6,08 кг/м; диаметр каната dx = 39,5 мм; суммарное разрывное уси-
лие всех проволок в канате 0разр = 965 500 Н.
В качестве хвостовых применяют прядевые канаты двойной свивки
ГОСТ 3088-80 типа ЛК-Р. Хвостовые канаты выбираем из условия
равенства масс 1 м подъемных и хвостовых канатов. Допуская количест-
во хвостовых канатов равным ихв = 3, определяем массу 1 м каждого
хвостового каната
6,08 х 4
тхв =----= ——-------= 8,1 кг/м.
«хв 3
По ГОСТ 3088-80 (см. табл. 1.6) выбирают канат: типа каната ЛК-Р
конструкции 18 х 19 (1 +6 + 6/6) + 1 о. с.; масса 1 м ткв — 8,065 кг/м;
диаметр каната d№ = 44 мм.
2. Проверка выбранной машины
Отношения диаметров приводного шкива и каната
D^Jd* = 4000/39,5 = 136,5 > 95.
Удельное давление каната на футеровку приводного шкива
л „ + Q + тпр + + их»тх»)/7 + ихв»1хв20
ДР = д------------L---—---------------------- =
О".
л о, 21 200 + 20 000 + 31 200 + (4- 6,08 + 3-8,065)1000 + 3-8,065-20
= 9,81 4000-39,5-4
= 1,88 МПа < 2,0 МПа,
где масса противовеса = тсх + 0,50 = 21 200 + 0,5-20 000 =
= 31 200 кг.
Максимальное статическое натяжение в подъемных канатах (пхтх >
> птта) имеет место в начале подъема груженого скипа = 0(wcx +
189
+ Q +nKmKH + ихвтхв-10) = 9,81(21 200 + 20 000 + 4-6,08-1000 + 3 x
x 8,065-10) = 645000 H < 800 000 Н.
Статическое натяжение в подъемных канатах опускающейся ветви
при этом S2 = g[mnp + пат^(Н + 10) = 9,81 [31 200 + 3-8,065(1000 +
+ 10)] = 545 000 Н.
Максимальная разность статических натяжений канатов поднимаю-
щейся и опускающейся ветвей
- S2 = 645 000 - 545 000 = 100 000 Н < 250 000 Н.
Значения коэффициентов запаса прочности каната:
при крайне верхнем расположении груженого скипа (без учета веса
канатов)
(2разр
4-965 500
Z =____-?..+pa3.p_=____ - ______= 9 6 > 9 5-
° flfac. + C) 9,81(21 000 + 20 000)
при крайне нижнем расположении груженого скипа
б разр____________________________
z . =_____________________________=
0(mcx + Q + njnjl + nXBmXB 10)
'4-965 500
9,81 (21 200 + 20 000 + 4 6,08 • 1000 + 3 • 8,065 • 10) 6,0 > 4’5’
Коэффициент статических натяжений канатов
S. 645 000
Кст = -г = —= 1,183 < 1,256.
S2 545 000
Таким образом, выбранная машина удовлетворяет всем требова-
ниям.
3. Максимальная скорость подъема. Приводной двигатель. Редуктор.
„ 3600 3600
Продолжительность цикла Т =----Q =----20 = 180 с.
(2ч 400
Продолжительность подъема Т= Т' — 0 = 180 — 20 = 160 с.,
Ориентировочное значение максимальной скорости подъема рассчи-
тываем по формуле (1.19)
Игаах = 0,25[(1,5Т- 11,6) - 7(1,5Т- 11,6)2 - 8(1,577—5,66)] =
= 0,25С(1,5 -160 - 11,6) - 7(1,5 160-11,6)2 - 8(1,5 • 1000 - 5,66)] =
= 6,97 м/с.
Требуемое число оборотов приводного шкива
6О-Ктах 60-6,97
^-^Т-1й+4 -33-3 0б/““'
Из возможных передаточных чисел редуктора выбранной машины
190
(i = 7,35; 10,5; 11,5) принимаем i = 7,35. Тогда, требуемая скорость
вращения приводного двигателя идв = гиш т — 7,35 • 33,3 = 245 об/мин.
Принимаем стандартную синхронную частоту вращения двигателя
пс = 300 об/мин (иас = 295 об/мин).
Фактическое значение максимальной скорости подъема
К™ = = 8,4 м/с.
60-7,35
Ориентировочная мощность приводного двигателя
. |0-,ИСЛ„ _ ООО ,.8-8.4
= 1410 кВт,
где = 1,25-коэффициент эффективного усилия подъема; К = 1,15—
коэффициент шахтных сопротивлений; т)( = 0,95-КПД редуктора.
Принимаем двухдвигательный привод с двумя асинхронными
двигателями со следующими техническими данными (см. табл. 1.19): тип
АКН2-18-43-20; напряжение 6000 В; мощность 800 кВт; частота враще-
ния 295 об/мин; ток статора 112 А; ЭДС ротора 1100 В; ток ротора
445 А; перегрузочная способность = 2,3; КПД-0,933; маховой
момент ротора GDpor = 35,0 кН м2.
Требуемое значение момента вращения на тихоходном валу редукто-
ра, исходя из максимального использования перегрузочной способности
приводного двигателя, с учетом наличия двух двигателей (по одному
двигателю с каждой стороны приводного вала редуктора), ориентиро-
вочно можно определить по формуле (1.136)
/8120РнЛг продрог ;
Л1 = 21 —— лн — 0,03 —— i
' «н *411.1 '
1=2
8120-800-0,95 „ ,
-----29S-----У -
- 0,03 7,35 ) 7,35 = 650 000 Н. м.
2 /
Выбираем подпружиненный редуктор многоканатных подъемных
машин со следующей технической характеристикой (см. табл. 1.23); тип
2ЦД-20; наибольший крутящий момент в период разгона 700 кН • м;
> наибольшая скорость вращения моторного вала 600 об/мин; передаточ-
л ное число 7,35; маховой момент редуктора GDpea = 910 кН-м2; масса
редуктора 35 400 кг.
4. Приведенная масса
Приведенная к диаметру приводного шкива масса подъемной
установки
Em' = m„ + Q + mnp + (nxmx + ихвтхв)(Я + 10) + т'„,,7 + m^.OTxn + т’сд +
= т'рот = 21 200 + 20 000 + 31 200 + (4 -6,08 + 3 -8,065) (1000 + 10) +
191
= 13 380 + 3185 + 5800 + 24 090 =168 000 кг, где приведенная масса:
приводного шкива трения
, _1GD2.t_ 1 2 100 000
тшг~д В2.т “9,81 42 ~ 13 380кг’
отклоняющих шкивов
_1СВ2.ОТЖЛ_ 1 500 000
'Иш.откл D2 - А о. д2 -3185 кг,
У *УШ.ОТКЛ 7,01 *т
редуктора
1 6Р2СД
ред д Dir 9,81 42
1 910 000
= 5800 кг;
роторов двух приводных двигателей
5. Выбор величин ускорения и замедления
Величину ускорения выбираем из условия максимального использо-
вания перегрузочной способности двигателя в период пуска.
Номинальное усилие, развиваемое приводными двигателями на ободе
Р 800
приводного шкива в период пуска, FH = 2-103 ——• т]( = 2 -103- 0,95 =
Кпах 8,4
= 181 000 Н.
Среднее значение коэффициента перегрузки за период пуска прини-
маем равным
Х.пус = 0,6Хн= 0,6-2,3= 1,38.
Максимальное усилие, развиваемое приводными двигателями на
ободе приводного шкива в период пуска,
Fmal = znve' F„ = 1,38'181 000 = 249 780 Н.
Требуемое усилие на ободе приводного шкива в период пуска
F^c = (К- 0,5)Qg + = (1,15 - 0,5)20 000 9,81, + 168 000-^ .
Приравнивая Fnyc — Fmax определяем допустимую величину ускорения
249 780 - (1,15 - 0,5)20 000-9,81
flj = -------- 1го ААЛ----------— = 0’727 М/С •
168 000
Принимаем аг = 0,7 м/с2.
Допуская скорость выхода скипа из разгрузочных кривых равной
Vo — 1,2 м/с, определяем величину ускорения за этот период
V2 1 72
“«-^=Йл=°-3|м/с!-
192
где hp = 2,4 м-путь разгрузки по каталогу для выбранного скипа.
Принимаем а0 — 0,3 м/с2.
Выбираем тормозное замедление с таким расчетом, чтобы тормозное
усилие в основной период замедления (до входа груженого скипа
в направляющие кривые) составило в среднем одну треть статической
нагрузки
^орм = (0,560) = -|(0,5-20 000-9,81) = -32 700 Н.
Требуемое усилие на ободе приводного шкива в процессе замедления
Гзам = (К - 0,5)20 - ^т'-а3 = (1,15 - 0,5)20 000-9,81 - 168 000а3
Приравнивая = Гторм определяем
а3 = (М5-0,5)20^9,81 + 32 700 = 0 953 м/с2
168 000
Принимаем а3 = —0,9 м/с2.
Величину замедления при стопорении машины в конце подъема
берем aQ — —0,5 м/с2.
Таким образом, устанавливаем следующие значения ускорений и за-
медлений:
ускорения до и после выхода скипа из кривых соответственно
а0 = 0,3 м/с2; av = 0,7 м/с2; замедления до входа скипа в кривые а3 —
= —0,9 м/с2 и стопорения в конце подъема ас = —0,5м/с2.
6. Расчет графика скорости.
Принимаем шестипериодный график скорости (рис. 3.8):
t0 - период ускорения при перемещении порожнего скипа в разгрузоч-
ных кривых;
/1 -период ускорения после выхода скипа из кривых;
t2 -период движения с максимальной скоростью;
t3-период замедления до входа груженого скипа в разгрузочные
кривые;
гп -период дотягивания (перемещение груженого скипа в разгрузоч-
ные кривые с постоянной «ползучей» скоростью);
/с-стопорение машины в конце подъема.
С целью упрощения управления машиной, график скорости исполь-
зуем при подъеме груженого скипа и при спуске порожнего.
Уточняем параметры графика скорости.
Скорость выхода скипа из разгрузочных кривых
к, = ^2-aohp = 72-0,3-2,4 = 1,2 м/с.
Продолжительность периода ускорения при перемещении скипа в
кривых
V0 I’2 и
~ ~ л т — 4 с-
7 - Песвианидзе А. В.
193
Продолжительность периода нормального ускорения после выхода
скипа из кривых
1 4?! 0,7
Путь, пройденный в период нормального ускорения
у (8,4 + 1,2) 10,3 _ м
1 2 2
Скорость дотягивания скипа принимают равной Уп = 0,5 м/с, тогда,
продолжительность стопорения машины
а путь
194
Допустим, что период дотягивания начинается при приближении
груженого скипа к разгрузочным кривым на расстоянии 1,5 м. Тогда
путь движения скипа со скоростью дотягивания составит
Х„ = hp + 1,5 - Хс = 2,4 + 1,5 - 0,25 = 3,65 м.
Продолжительность периода движения скипа со скоростью дотя-
гивания
Хл 3,65 „ „
Vn~ 0,5 “ ’ С;
нормального замедления
t Ках-К 8,4-0,5
ч = ------о^-= 8’8с‘
Путь нормального замедления
v (Хах+Ю'з (8,4+ 0,5)8,8
3 2 2
Путь движения скипа с максимальной скоростью ,
Х2 = Н - (Лр t Ху + Х3 + Хп + Хс) = 1000 - (2,4 + 49,4 + 39,2 + 3,65 +
+ 0,25) = 905,1 м
Продолжительность периода движения с максимальной скоростью
X, 905,1 „
г, = —- = —i- = 107,8 с
2 V 8,4
rmax ’
Продолжительность подъема
Т = t0 + ti + t2 + t3 + t„ + tc = 4 + 10,3 + 107,8 + 8,8 + 7,3 + 1 = 139,2c,
Продолжительность одного подъема с паузой (продолжительность
цикла подъема груза при совместной работе двух подъемных машин)
Т' = Т+ 0 = 139,2 + 20 S 160 с.
Годовая производительность каждой односкиповой с противовесом
подъемной машины
3600 3600
— QtN = —— 20-15• 300 = 1 012 500 т/год
2’ 1 2.' loU
Суммарная годовая производительность подъема при одновремен-
ной работе двух машин
2 -1 012 500 = 2 025 000 т/год.
Значение коэффициента резерва подъема при этом составит
2 025 000 _ 2 025 000
₽асч А 1 200 000
1
195
7. Расчет движущих усилий
Уравнение подъема рассчитываем на основе формулы (1.192)
F = [(К - 0,5)6 - ± = [(1,15 - 0,5)20 000 - 0С2О 000] х
х 9,81 + 168 000а = 127 530 - 196 200 ± 168 000а.
Значения усилий (Н) на ободе приводного шкива в разных периодах
(см. рис. 3.8).
Fj = F2 = 127 530 + 168 000-0,3 = 177 930;
F3 = F4 = 127 530 + 168 000-0,7 = 245 130;
F5 = F6 = 127 530
F7 = F8 = 127 530 - 168 000 0,9 = -23 670;
F9 = F10 = 127 530
Допустим, что в разгрузочных кривых длиной Лр = 2,4 м разгрузка
скипа начинается после перемещения скипа в кривых на 1 м, т.е. когда
до конечной остановки осталось пройти еще 2,4 — 1,0 = 1,4 м. В таком
случае, при пути стопорения машины Хс = 0,43 м и коэффициенте
Рс = 0,5 (см. раздел 1.9), значение Рс в момент начала стопорения
определим из соотношения
1,4-0,43
Рс =0,5 ’ =0,4-
х 1,4
Согласно допущению, путь, пройденный скипом со скоростью дотя-
гивания, до начала разгрузки составит 1,5 + 1,0 = 2,5 м, а продолжи-
тельность этого периода —2,5:0,5 = 5 с.
Fn = 127 530 - 0,4-196200 = 49050 Н;
. Fn = 127 530 - 0,4-196200 - 168000 0,5 = -34950 Н;
Fi3 = 127 530 - 0,5 -196200 - 168000-0,5 = -54570 Н.
8. Эффективная мощность подъема
Эффективное усилие подъема
F2 • /0 + F3 • + F$ • t2 + F2 • t3 + F9 • 5 + (F2o + fii)2^
Г->фф
0,5 (t0 + G + t3 + tn + zc) + t2 + 0,250
1779302-4 + 2451302-10,3 + 1275302-107,8 + 236702-8,8 +
0,5(4 + 10,3 + 8,8 + 7,3 + 1,0) + 107,8 + 0,25-20
73-5
+ 1275302-5 + (1275302 + 490502) ’
_______________________________-— = 142430 Н.
Отрицательные усилия F7 = Fs = — 23 670 Н вносим в расчет потому,
что основное замедление машины в период t3 осуществляет сам двига-
196
те ль, переходя в режим динамического торможения.
Коэффициент перегрузки двигателей в период пуска
, F3 245 130
Xnvc = — =------= 1,35.
F„ 181000
Эффективная мощность подъема
рэфф = 10-з = 1О-32g430-8,8 s 126О кВт < 16ОО кВт
П; 0,95
9. Расход электрической энергии и КПД установки.
Требуемая энергия за один подъем Q груза в идеальных условиях
QgH 20000-9,81-1000 _ „
д 1000-3600 1000-3600 ’ 4
Фактический расход энергии за один подъем Q груза
м/_9 KmaxZF7 о 8,4-18033306 п
ф 1000 • 3600 • г)(т]дв 21000 • 3600 • 0,95 • 0,933 ~ 95 КВТ'Ч’
где
SFZ = Ftt0 + F3tr + F5t2 + F7/3 + F9-5(F1O + = 177930-4 +
+ 245 130 • 10,3 + 127 530 • 107,8 + 23 670 • 8,8 + 127 530 • 5 + (127 530 +
7,3 - 5
+ 49050)--— = 18033306 H.
КПД подъемной установки
Ж.Д 54,5 П М
= =~95~ = 0’57-
Удельное значение фактического расхода электроэнергии на подъем
1 т массы поднимаемого груза
W 95
%, и = = 4,75 кВт. ч/т.
Годовой расход электроэнергии
И^од = Жф. 1т • А = 4,75 • 1200000 = 5 700 000 кВт • ч/год.
10. Расчет характеристик приводного двигателя и выбор сопротив-
лений пускового реостата
Из предыдущих расчетов имеем:
Рн = 800 кВт-номинальная мощность двигателя;
пи = 295 об/мин-номинальная частота вращения;
Еп= 1100 В-номинальное напряжение ротора;
197
/р = 445 A-номинальный ток ротора; Хн = Мтах/Мн'= 2,3-коэффициент
перегрузки; /пус = t0 + = 4 + 10,3 = 14,3 с-общая продолжительность
периода пуска; Т' = 160 с-продолжительность одного подъема с
паузой; F, = F2 = 177930 Н; F3 = F4 = 245 130 Н-результирующие ;
усилия на, ободе приводного шкива в период пуска машины;
‘ F„ = 127 530 Н- значение статического усилия на ободе приводного '
шкива в период пуска машины; Dm. т = 5 м-диаметр приводного шкива;
i = 7,35-передаточное число редуктора; Т]г = 0,95-КПД редуктора. |
Номинальное скольжение
300 + 295 6 :
• и. 300
Номинальный момент двигателя
Ми = 9550— = 9550^ = 25900 Н-м.
п„ 295
Критический (максимальный) момент двигателя
Мир = М„-Хн = 25900-2,3 = 59570 Н-м
Рис. 3.9. Пусковые характеристики двигателя АКН2-18-43-20
Допускается, что при совместной работе приводных двигателей
нагрузка машины между ними распределйется поровну. Тогда, соот-
ветствующие усилиям Fp F2, F3, F4 и F„ значения моментов (Н-м) на
валу каждого двигателя
D 4
М = ~0,5F = -————- х 0,5 F = 0,143 F
2iT]f 2 х 7,35 х 0,95
' М3=М2 = 0,143 F, = 0,143 х 177930 = 25440;
М 3 = М4 = 0,143 F3 = 0,143 • 245130 = 35 050;
Mcr = 0,143 F„ = 0,143 • 127 530.
На графике в координатах S-М наносим значения моментов Мк,
Mt=M2nM3=Mt (рис. 3.9).
Ординату для моментов М2 и М3 (она соответствует скольжению,
имеющему место при скорости Vo = 1,2 м/с) находим по формуле (1.228)
^О) = 1 - ^(1 - «н) = 1 - ЙС1 - 0’016) = 0>86-
Кпах
Так как система статически уравновешена, среднее значение пусково-
го момента в процессе ускорения будет постоянным и равным
Мпус = М3 = М4 = 35050 Н-м.
Колебание пускового момента двигателя относительно своего сред-
него значения М„ус принимаем равным +11570 Н-м, что составляет
1^100 = 330/0.
35050
198
Пиковый момент
Мпт = Мпус + 11 570 = 35050 + 11 570 = 46620 Н-м
Момент переключения
ЛЗГпер = М'„ус - 11 570 = 3050 - 11 570 = 23480 Н-м.
Проверим:
Мпяж 46620
= 0,78 < 0,85;
Мкр 59 570
’ Мпер 23480
ТГ2 = = !’28 > 1,15
М„ 18240
Определим количество необходимых пусковых характеристик.
Пусковые характеристики двигателя строим с учетом их кривизны.
Для этого находим по шесть точек для каждой пусковой характеристики.
При этом точка синхронной скорости (М = 0; S = 0)-общая для всех
характеристик, а остальные пять точек будут точками скольжения,
соответствующими моментам нагрузки Мн, Мпер> Мпус, Мпнк и Мжр.
Соотношение критического и характерного моментов нагрузки
X _ 59570
н Мн 25900. ’ ’
1 59570
пус Мпус 35050 = ’ ’
, М™ 59570 Л „„
Хпе₽ ~ Мпер " 23480 " 2,537;
= = 59570
МП№ 46620 ’
199
Таблица 3.4. Расчет сопротивлений пускового реостата
Кон- так- Сту- пень Скольжение £ к СС + Е U| Е е
тор ««г при С= =2,35 II *> &S Jn SO II s„ при к„ = = 0,228 с kJnyc при К„,с = = 0,325 V ‘-’пик при К ~ = 0,482 2 О Я as II 0«ВО ио Г - "у = "J II Е а 5 и Л
7У 0,07 0,014 0,016 0,022 0,033 1,427 0,0228 0,0228 -— —
6У Ri 0,1645 0,033 0,037 0,053 0,079 1,427 0,0528 0,03 1,35 600
5У R6 0,386 0,079 0,088 0,125 0,186 1,427 0,125 0,072 1,35 600
4У Rs 0,908 0,186 0,207 0,295 0,437 1,427 0,295 0,17 1,35 600
ЗУ r4 2,134 0,437 0,486 0,693 1,028 1,427 0,693 0,398 1,23 547
2У «3 4,14 0,83 0,94 — — 1,427 1,34 0,647 0,96 427
1У «2 — — 1,38 — — 1,427 1,97 0,63 0,72 320
Ri — — 2,354 — — 1,427 3,36 1,39 0,42 187
Значения моментных коэффициентов скольжения
К„ = Хн - 1 = 2,3 - у/2,32 - 1 = 0,228;
К„ер = Xnep - V^ep - 1 = 2,573 - V2.5732 - 1 = 0,205;
Кпус = ^пУс - хМс - 1 = 1,7 - х/1>72 - 1 = °>325;
Кпнк = Хпн« - - 1 = 1,278 - ч/1,2782 - 1 = 0,482.
Отношение коэффициентов Кпнж и Кпер дает
Кпи, 0,482
Кпер 0,205 4 •
Критическое скольжение естественной механической характеристики
определим по формуле (1.240)
Skp0 = SH(XH + JX2 - 1) = 0,016(2,3 + ^2,32 -Л) = 0,07.
Скольжение при работе двигателя на естественной характеристике
с нагрузкой, равной М„„к
5ПИ,О = S^o(^ - хМк - 1) = 0,07(1,277 - Vl,2772 - 1) = 0,0338.
Пуск машины с нормальным ускорением at начинается после выхода
скипа из разгрузочных кривых со скоростью Ко = 1,2 м/с, которой
соответствует скольжение = 0,86. Задаваясь, чтобы первая пусковая
характеристика при этом проходила в точке (S,o; Мпиж), общее коли-
чество пусковых характеристик без учета естественной, определим по
формуле (1.242)
lgWSn.,-0 IgO,86/0,0338
ГП — ----12----12 = ----------- = 3,01.
lg С' 1g 2,35
Округляя, принимаем т — 4.
200
Критическое скольжение естественной характеристики SKP() = 0,07.
Критическое скольжение искусственных характеристик определяем
по формуле
^кр = С ~ 2,35 • SKP .
гт г(гИт 1J '(R1T I)
Скольжение в разные моменты нагрузки для отдельных характеристик
^«т = ^крт = S*Pm ’ 0,228,
^перт = ^крт ’ Кпер = Si<pm • 0,205;
^пУст ~ ^жрт ^ПУС = ^,₽т 0,325;
^ПИКт = ^крт ’ ^-пнж = $‘Рт ’ 0,482.
Расчет сводится в табл. 3.4. На основе расчета строим пусковые
характеристики Т?4 — /?7 (см. рис. 3.9).
Характеристики предварительных ступеней Rt, R2 и R3 строятся на
основе следующего.
Характеристика R3 (см. рис. 3.9) предназначена для вывода порожне-
го скипа из разгрузочных кривых. Для поддержания расчетного значения
ускорения а0 — 0,3 м/с2 пересечение характеристики R3 с линией момен-
тов М2 — М2 принимаем в точке, соответствующей среднему значению
изменения скольжения от SM1 до SM2, которое в данном случае равно
Scp = 0,93. Значение момента в этой точке равно Мг = М2 = 25440 Н • м,
которому соответствует A.M( = = 59570:25440 = 2,34. В таком
случае, критическое и номинальное скольжения при характеристике R3
определяется:
SK₽3 = Scp(lM1 + vA&i - 1) = 0,93(2,34 + V2,342 - 1) = 4,14;
SHJ = S4>3 • = 4,14 - 0,228 = 0,94.
Точку пересечения характеристики R3 с абсциссой М можно опреде-
лить по формуле
М =
2Мкр5кРэ 2-59 570-4,14
• + S2P3 (1 + 4,14)2
= 27191 Н-м.
Следует учесть, что характеристика R3 практически прямая линия,
проходящая через точки (М = 0; S = 0) и (М = М3; S = S^).
Переключение двигателя с характеристики R3 на /?4 осуществляем
при скольжении 5пер = 0,83 (устанавливаем по усмотрению, из рис. 3.9).
Характеристика R2 предназначена для осуществления скорости
дотягивания, равной Ип = 0,5 м/с.
Скольжение при скорости дотягивания определим по формуле (1.245)
V 05
=1 - тЛО - =1 - Й(1 - °’016) = °’94-
•max
Подъем статически уравновешен с одновременным применением
противовеса с массой mnp = mCI[ + 0,5@. В связи с этим статическая
201
нагрузка на валу приводного двигателя, как при подъеме груза, так
и при спуске порожнего скипа будет одинакова и в данном случае равна
Мсг = 18240 Н-м, поэтому, для осуществления скорости дотяги-
вания необходимо, чтобы характеристика R2 проходила в точке
(Мст = 18 240 Н м; 5 = 0,94). Проводя прямую пересечением с линией
М„ в точке 5 = 0,94, строим механическую характеристику R2 (см.
рис. 3.9).
Характеристику /?, первой ступени реостата используют для ревизии
каната и осмотра ствола. Пусковой момент двигателя при включении
реостата не должен быть менее 1/3 номинального момента, или
Мп: 3 = 25 900:3 = 8 650 Н-м в рассматриваемом случае. С уче-
том удовлетворения этого условия, а также для осуществления
плавного пуска, принимаем характеристику Rt с пусковым моментом
MR = 11000 Н-м.
Ревизионная скорость равна Ррев = 1 м/с. Скольжение двигателя при
ревизионной скорости
V 1
«(Крсв) = 1 ~ - S") = 1 - ?4(1 ~ 0’016) = °’88’
« 'max
Этому скольжению на характеристике Rx соответствует момент нагруз-
ки на валу двигателя, равный Л/рев = 9750 Н-м (см. рис. 3.9). Согласно
приведенному расчету моментов, усилие на ободе приводного шкива при
ревизионной скорости должно составлять
, Мра _ 9750
рся 0,143 0,143
68180 Н.
Из формулы усилия на ободе приводного шкива F = (К — 0,5) Qg
определяем массу, которая должна находиться в скипе при ревизионной
скорости
68180
О --------------=---------------
v₽ea (К - 0,5) д (1,15 - 0,5) 9,81
= 10700 кг.
Номинальное скольжение для. характеристик R2 и R,
н2
= . 25900 _МН1..;25900 ч
“2 MR2 18 750 13 ’ ’» MRi 11000Л
Результаты расчетов скольжений характеристик предварительных
ступеней R3, R2 и Rt заносим в табл. 3.5.
Номинальное сопротивление ротора
Л4 = _^ = 4^=1,427Ом.
УЗ-/,, F3-445
Общее сопротивление ступени
/?=/?„ = 1,427-5,
202
Таблица 3.5. Расчет продолжительности пуска приводного двигателя
Сту- пень S„ 2» в„, С ^пик ’ Н.м Н.м Н.м — лгСГт с -Мз Г> 3 %
Яо 0,016 0,0118 46620 23480 18240 5,416 0,02 16,03
Я7 0,037 0,274 46620 23480 18240 5,416 0,46 16,01 9,86
я„ 0,088 0,652 46620 23480 18240 5,416 1,1 15,55 9,6
Я, 0,207 1,53 46620 23480 18240 5,416 2,58 14,45 8,9
Я„ 0,486 3,6 40250 23480 18240 4,2 5,16 11,87 7,33
Я3 0,94 6,96 27250 22500 18240 2,115 5,21 6,71 4,14
я7 1,38 — — — — — 0,75 1,5 0,93
«г 2,354 — — — г Итого 0,75 16 с 0,75 0,46
Сопротивление шунтируемой секции реостата
~ + 1 -
Относительную продолжительность включения (ПВ) для первой
ступени реостата г(, используемой для ревизии канатов и осмотра
ствола, принимаем равной 100%, а для остальных - рассчитываем.
Продолжительность включения предварительных ступеней Rt и R2
при пуске двигателя принимаем равной по 0,75 с на каждую ступень.
Соответственно относительная продолжительность включения секций г,
и г2 в нормальных условиях работы составит
ПВХ = 0,75/Тф = 0,75/162 = 0,0046;
ПВ2 = 2-nBj = 2-0,0046 = 0,0092,
где Тф = 162 с-фактическое значение продолжительности одного
подъема с паузой, полученное после уточнения расчета пускового време-
ни (см. табл. 3.5).
, Значение ПВ для секций реостата г3-г7 определяем на основе расчета
переходного процесса нарастания скорости на ступенях.
Приведенное на валу каждого приводного двигателя значение махо-
вого момента подъемной установки
у (дв)
£т'дР^,г _ 168000-9,81 42
’ . i2 ’ 7,352
S 244000 Н.м2
Механическую постоянную времени переходного процесса пуска для
каждой ступени рассчитываем по формуле (1.253)
д 244000-295
----- --------ЛНи, - -
т 375 Мн 375-25900
Продолжительность процесса нарастания скорости на ступени опре-
делим по формуле (1.254)
t —В m-------ш-----тс
т т М - М С’
псРт мстт
203
где значения моментов М„ик, Л/пер и М„ принимаются согласно расчету,
или же на основе рис. 3.9. Результаты расчетов сводятся в табл. 3.5. Как
видно, фактическое значение продолжительности пуска почти на 2 с
увеличилось. Соответственно фактическое значение продолжительности
цикла составит Тфакт = 160 + 2 = 162 с. (Следует учесть, что разность
Тфакт — Т будет тем больше, чем меньше разность между моментами
Л/пер--Мст.)
Относительную продолжительность включения пусковых ступеней
рассчитывают по формуле
m m
Dm
HD ___ 1 _ 1
Коэффициент перегрузки приводного двигателя по моменту на от-
дельных ступенях будет:
для ступени R,
MRl 11000
а _----£ _------п 42;
1 Мк 25900
для ступени R2
MRj 18 750 „„„
а, =----г =--------- = 0,72;
2 М„ 25900
для ступени R3
Мя3 + Мпер^ 27250 + 22 500
2МИ " 2-25900
для ступени /?4
= Мпик4 + МтеР4 = 40250 + 23480 = ] 23
2МН 2-25900 ’ ’
для ступеней R5, R6, R-,
= МПИ|< + Мпср = 46620 + 23480 = } 3$
’7 2МН 2-25900
Эффективный ток ступени
Сфф 445<х,„
Значение тока ревизионной скорости
, 445'9750
М.“Т59ОО“ 167 А
Результаты расчетов приведены в табл. 3.4 и 3.6
По значениям г, /эфф и ПВ выбираем стандартные ящики сопротивле-
204
Таблица 3.6. Выбор ящиков сопротивлений
Соединение Секция Сопротивле- ние секции, Ом Номер; коли- чество ящиков на одну фазу ПВ„, % Ток секции, А
рас- чет- ный 0,*ф) допу- сти- мый при пв при реви- зии (/рев) дли- тель- но допу- сти- мый
расчет- ное выб- ранное
Bib ^17 Вц -Rit, Гу 0,03 0,072 0,03 0,078 50171 (5); 1 9,86 9,6 600 600 1100 1120 167 167 372 372
Bit~ Ris г> 0,17 0,174 8,9 600 700 167 221
В1з В1л 0,398 0,406 7,33 517 750 167 221
Bl2~ В13 Гз 0,647 0,638 • 50174(14); 4,14 427 875 167 221
Вц — R12 г2 0,63 0,638 12 0,93 320 1070 167 221
Вю~Вц Суммарное Г1 1,39 3,337 1,392 3,356 0,46 187 1100 167 221
сопротивление
ний и устанавливаем схему соединения элементов в отдельных секциях
реостата.
Допустимую для секции силу тока берут из графиков (см. рис. 1.19)
или рассчитывают по формуле
^допт Тат
пвкат
ПВт ’
где 7МТ-допустимая по каталогу сила тока при стандартных значениях
относительной продолжительностью ПВка1 (6%; 12,5%, 20%, 40%);
ПВт-относительная продолжительность включения секции, берется
из табл. 3.5.
Так, как ревизионная скорость машины осуществляется главным
приводным, двигателем, то при выборе стандартных ящиков сопротив-
лений реостата необходимо предусмотреть, чтобы значения их длитель-
ных токов не были меньше, чем ток ревизионной скорости (/ре„).
Выбор ящиков для одной фазы сопротивлений с фехралевыми эле-
ментами (табл. 3.6) показал, что их количество составляет: номер
50171 (5)-1 шт; 50174(14)-12; соответственно для трех фаз-3 и 36 шт,
т. е. общее количество сопротивлений составит 39 ящиков. Схема соеди-
нения ящиков сопротивлений для одной фазы показана на рис. 3.10.
11. Расчет усилия предохранительного торможения
Приведенный к диаметру приводного шкива вес вращающихся масс
подъемной установки
2-G вр (Шщ. т 4" ^ш. откл 4" Щред 4“ Wlp0T) Q
= (13380 + 3185 4- 5800 4- 24090)-9,81 = 455 720 Н.
205
50171(5) 50174(14) 50174(14) 50174(14) 50174(14) 50174(14) 50174(14)
517515 515 514 513 012
50174(14) 50174(14) 50174(14) 50174(14) 50174(14) 50174(14)
|-ГГТТТН ’<’> » .
010 011
Рис. 3.10. Схема соедине-
ния ящиков сопротивле-
ний на одну фазу
Отношение приведенного веса вращающихся масс подъемной уста- ,
новки к статическому натяжению опускающейся ветви
SG;p 455 720
S2 545000 ’ ’
Значение усилия на ободе приводного шкива трения, необходимого
для йредохранительного торможёйия машины, с учетом удовлетворения
нормы динамического коэффициента безопасности против скольжения
каната по шкиву (Рднн > 1>25), определим по формуле (2.105)
Fr. пр — $2
b + Кст + 1
(е^-1)-рдян(Кст-1)
(е'“-1) + Рпин(К„+1) ( " 4
= 545000 0,836 + 1,38 + 1 (е0,25'3,4 — 1) — 1,25(1,183 — 1) 1,6 (ео.25 -з,4 _ ц + 1>25 (1,183 + 1) +
+ (1,183 - 1) = 380500 Н,
где £= 1,6-коэффициент колебания усилий; К„ = 1,183, /=0,25 и
а = 3,4 рад-согласно приведенным расчетам.
Тормозному усилию на ободе приводного шкива FT, пр = 380500 Н
будет соответствовать замедление предохранительного торможения,
рассчитанное по формуле (2.102)
Гт.пр-(St-S2)
Й1-п₽ ZG’BP-+S1+S2e
380 500 - (645 000 - 545 000) „ о , ,
= —-----------------г------ 9,81 = 1,672 м/с2.
455 720 + 645000 + 545000 ’ '
Критическое значение допустимого для подъемной установки замед-
ления
9 е/а - КС1
е/н + КС1
9,81 е0,25 ‘3,4 — 1,183 „
~[J-eo,25-3,4 + 1 183 = 2>01 м/с
Так как ат. пр < alf, условие нескольжения каната удовлетворено.
206
3.3. ВЫБОР МНОГОКАНАТНОЙ ПОДЪЕМНОЙ УСТАНОВКИ
ДЛЯ НЕГЛУБОКОГО ПОДЪЕМА
Задание
Требуется выбрать многоканатную подъемную установку при высоте
подъема Н = 100 м и тоннаже скипа Q = 20 т.
1. Выбор машины
Принимаем стандартный скип для многоканатного односкипо-
~вого с противовесом подъема со следующими данными (см. табл. 1.3):
тип 1СН25 = 2; вместимость-25 м3; грузоподъемность по углю
Q = 20000 кг; масса скипа с подвесным устройством тпск = 21200 кг;
высота скипа в положении разгрузки /гС1[ = 12,8 м; путь разгрузки
/гр-2,4 м; размеры скипа в плане 2,2 х 2,8 м; расстояние между центра-
ми скйпов d0 = 2,8 м.
В качестве подъемных применяют канаты ГОСТ 7668-80
типа ЛК-РО с расчетным пределом прочности проволоки при растяже-
нии с = 1666 МПа, фиктивная плотность которых составляет
УЪ = 0,097 МПа/м (см. табл. 1.7).
Так как Н < 600 м, рассчитаем канат по постоянному запасу
прочности.
При прядевых канатах коэффициент трения между канатом и при-
водным шкивом трения берется/= 0,25, угол обхвата канатом привод-
ного шкива, с учетом наличия отклоняющих шкивов, а = 195 ° = 3,4 рад.
Определим допустимое значение коэффициента статических натяже-
ний канатов по формуле (2.76)
К„(Лоп) < 0,485 (е/а + 0,25) = 0,485 (е0-25 ’3-4 + 0,25) = 1,256,
а минимальную небходимую суммарную массу 1 м подъемных кана-
тов-по формулам (1.50) с учетом (2.34) и (2.35)
т„
Q(T + 1) 20000(1,06 + 1)
о
W0~H
1666
0,097
- 100
= 17,5 кг/м,
где Т = mcx:Q = 21200:20000 = 1,06-коэффициент массивности скипа;
Z = 7-допустимое минимальное значение запаса прочности каната (см.
табл. 2.1).
Значение коэффициента статических натяжений канатов (пбдъем
односкиповый с противовесом массой тпр = тС1! + 0,5g = 31 200 кг)
будет
_ т„Я + ты + Q _ 17,5-100 + 21200 + 200000 _ г
~ “ 17,5 100 + 31200 “ ’ ’
Так как последнее превосходит допустимое его значение (1,3 > 1,256),
появляется опасность проскальзывания каната. Для того, чтобы удов-
207
летворить условие нескольжения каната (К„ < КСТ(доп)) искусственно
увеличим массу скипа.
Значение коэффициента массивности скипа, необходимое для
нескольжения каната, определим по формуле (2.93)
0,5Кс 4 2 (,туог ,
> —’----ст(доп)-----------I _________I 1
К„, -1 KCTl , V с ,
**’(доп) с (доп)
0,5-1,256 Г 2 fino0>097’7
1,256 - 1 [1,256 ” V00 1666 + J
S 1,36.
Допуская Ф = 1,4, необходимую массу скипа принимаем равной
= 1,4(2 — 1,4 -20000 = 28000 кг (против стандартной 21200 кг).
Необходимая суммарная масса 1 м подъемных канатов при утяже-
ленном скипе
е(Т+1) 20000(1,4+ 1)
=---------—---------------
* о „ 1666
----Н -------— - 100
у0 0,097-7
= 20,4 кг/м.
Значение коэффициента статических натяжений при этом будет
т^Я+тск + (2 (20,4 -100 + 28 000 + 20 000) ~
"ф m^H+mnp ~ (20,4-100 + 38000) = b ’
где тпр = 28 000 + 0,5 • 20000 = 38 000 кг-масса противовеса после
утяжеления скипа.
Квадратурный параметр машины рассчитаем по формуле (2.116)
ИП2 60,5QgE(KCT^+l)
ДР(КС1.ф-1)
60,5-20000-9,81-95(1,25 + 1) и_2
= '° 2(^25-!) =42м’
где в = 95-минимальное значение по ПБ отношения диаметров шкива
и каната; ДР = 2,0 МПа-допустимое максимальное значение удельного
давления каната на футеровку приводного шкива.
Определяемые из соотношения п* = 42: . т требуемые числа
подъемных канатов для каждого диаметра типоразмеров машин (см.
табл. 1.13) составляют: £)ш т = 2,1 м, ик = 9,52; Dm. т — 2,25 м, и* = 8,3;
D,n т — 3,25 м, п* = 3,98; Рш., = 4 м, ик = 2,625; Рш., = 5 м, и, = 1,68.
Принимаем многоканатную подъемную машину типа ЦП! = 4 х 4 со
следующей технической характеристикой (см. табл. 1.13): диаметр кана-
товедущего шкива т = 4 м; ширина 1м; количество подъемных
канатов 4; статическое натяжение канатов не более 800 кН; разность
статических натяжений канатов не более 250 кН; скорость подъема
с редуктором не более 14 м/с; маховой момент машины без редуктора,
отклоняющих шкивов и двигателя не более GD^. т = 2100 кН • м2; махо-
208
рой момент отклоняющих шкивов не более GD2, отхл = 500 кН • м2; воз-
можные передаточные числа редуктора i = 7,35; 10,5; 11,5.
Расчетная масса I м каждого подъемного каната составляет:
20,4:4 — 5,1 кг/м. По ГОСТ 7668-80 выбирают канаты типа ЛК-РО со
следующей технической характеристикой (табл. 1.7): конструкция
пряди-6 х 36(1 + 7 + 7/7 + 14) + 1 о.с.; масса 1 м смазанного каната
т* = 6,08 кг/м; диаметр каната dK = 39,5 мм; суммарное разрывное
усилие всех проволок в канате при о = 1666 МПа составляет
6^= 1025 000 Н.
В качестве хвостовых применяют прядевые канаты двойной свивки
ГОСТ 3088-80 типа ЛК-Р. Выбираем хвостовые канаты из условия
равенства масс 1 м подъемных и хвостовых канатов. Принимая число
хвостовых канатов равным пхв = 3, определяем массу 1 м каждого
хвостового каната
По ГОСТу 3088-80 (табл. 1.6) выбирают канаты: тип каната ЛК-Р,
конструкция 18 х 19(1 + 6 + 6/6) + 1 о. с.; масса 1 м тхв — 8,065 кг/м;
диаметр каната <УХВ = 44 мм.
2. Проверка выбранной машины
. Отношение диаметров приводного шкива и каната
Dm. r = 4000:39,5 = 101,3 > 95.
Удельное давление каната на футеровку приводного шкива
др = + 6 + ™пР + + «хвтхв)Я + ихвтхв-20 =
Dm.Td/ix
28 000 + 20000 + 38 000 + (4-6,08 + 3 • 8,065) 100 + 3 • 8,065 • 20
’ 4000-39,5-4
х 1,41 МПа < 2,0 МПа.
Максимальное статическое натяжение в подъемных канатах имеет
место в начале подъема груженого скипа (nKmx > ихв -тхв) и составляет
Si = д(тск + Q + пхтхН + nXBmXB-10) =
= 9,81 (28 000 + 20000 + 4-6,08 • 100 + 3 • 8,065 • 10) =
= 497100 Н < 800000 Н
Статическое натяжение в подъемных канатах опускающейся ветви
при этом
s2 = д IXp + nxjnXB(H + ю)] =
= 9,81 [38000 + 3 -8,065(100 + 10)] = 398900 Н.
Максимальная разность статических натяжений канатов между
209
поднимающейся и опускающейся ветвями
St - S2 = 497100 - 398900 = 98200 Н < 250000 Н.
Коэффициент запаса прочности каната
___ ________икбразр___________
IXk + Q + + 10)] д
4-965 500
[28000 + 20000 + 4-6,08(100 + 10)] 9,81 “
Коэффициент статических натяжений канатов
СТ
«1
S2
497100
398900
= 1,246 < 1,256.
Таким образом, выбранная машина удовлетворяет всем требова-
ниям.
3.4. ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЙ ОДНОКЛЕТЕВОЙ ПОДЪЕМ
С ПРОТИВОВЕСОМ
Задание
Наименование объекта........................Угольная шахта
Суточная производительность шахты, т . . . 3000
Глубина вертикального ствола НСТВ, м . . . . 330
Число подъемных горизонтов..................2
Назначение подъема..........................Подъем людей, по-
роды угля, транс-
портировка разных
' материалов и обо-
рудования
Тип вагонетки................................УВГ-3,3
Число рабочих смен, смен/сут................3
Среднесуточная производительность труда под-
земного рабочего, т.........................5
1. Подъемный сосуд. Ориентировочная максимальная скорость
подъема.
Принимаем двухэтажную клеть на одну трехтонную вагонетку на
этаже (см. табл. 1.2) со следующими техническими данными: тип 2УКН
4-1; общая полезная площадь пола 11,2 м2; высота hK„ = 8,58 м; масса
(Икл = 8,62 т; грузоподъемность 13,2 т; максимальный диаметр каната
60,5 мм.
Берем вагонетку (табл. 1.1) типа УВГ-3,3; объемом 3,3 м3; массой
тваг = 1207 кг; масса груза йри угле бугл = 3,3 х 0,85 к 3 т.
Ориентировочное значение максимальной скорости подъема уста-
навливают из расчета спуска и подъема занятых в шахте в одной смене
210
людей за время, не более чем 40 мин (см. раздел 12, нормы ОНТП 5-86).
Сменная производительность шахты
Л Ссут 30000 ___________ ,
6см = -у- = -у— * 1000 т/см.
Ориентировочное количество спускаемых в шахту людей за одну
смену
• . , 6см . , 1000
1,1- у = 1,1--у- = 220 чел
где 5 т/см-среднесуточная производительность труда подземного рабо-
чего;
1,1- коэффициент, учитывающий увеличение спускаемых в шахту
людей за счет инженерно-технического и другого обслуживающего
персонала.
Согласно нормам ПБ на каждого пассажира отводится 0,2 м2 по-
лезной площади пола клети. Тогда, максимальное число людей, раз-
мещающихся в двух этажах клети
11,2 к
—— = 56 чел.
0,2
Расчетное значение максимального количества людей за один подъем
принимают ил = 50 чел.
Число циклов, необходимое для подъема людей за одну смену,
220 220
ч„ = = —— к 5 циклов
нл 50
На спуск и подъем людей отводят 30 мин. Тогда, продолжительность
одного цикла (с)
30-60 30-60 ,
Т =-------- —— = 360 с,
Чц 5
продолжительность паузы
0 = ил + 25 = 50 + 25 = 75 с,
где 25-общее время, отводимое на перестановку этажа клети, за-
крывание дверей клети и стволовых решеток и на подачу сигналов
(раздел 1.2; нормы ОНТП 5-86).
Продолжительность движения клетн в одном направлении
„ Г-20 360-2-75
* В случае двухклетеного подъема Т= Т' — 0. '
211
Высота подъема
Н - Ясте + h3 = 330 + 12 = 342 м,
где h3 = 12 м-высота эстакады.
Принимают трехпериодный график скорости. Тогда, ориентировоч-
ное значение максимальной скорости подъема определим по формуле
(1.21)
Кпах(ор) = 0,5 [0,75Т— Т^тГтГ- ЗЛ] =
= 0,5[0,75 105 - 7(0,75-105)2 - 3-342] = 3,4 м/с.
2. Расчет каната.
Расчетное значение максимальной нагрузки каната принимается рав-
ным нагрузке, соответствующей подъему угля, при котором масса
концевого груза составляет
т0 = ткл + 2т™ + 2Q = 8620 + 2-1207 + 2-3000 = 17034 кг.
В рассматриваемом случае подъем породы незначителен и поэтому
принимается, что в случае подъема породы вагонетки будут загружены
не полностью, так, чтобы их масса не превосходила массу угля при
полной вагонетке.
Принимаем канат (ГОСТ 7668-80) типа ЛК-РО с расчетным преде-
лом прочности проволоки при растяжении о = 1568 МПа, фиктивная
плотность которого составляет у0 = 0,097 МПа/м.
Наименьшую необходимую по условиям прочности массу 1 м каната
определим по формуле (1.50)
ш() 17034
=----------= —— -----------= 9,42 кг/м,
СУ IJUO
где Z — 7,5-допустимое минимальное значение статического запаса
прочности каната для грузолюдского подъема по нормам ПБ (табл. 2.1);
длина отвеса каната Но = Н + Лпер = 342 + 6 = 348 м; Лпер = 6 м-высо-
та переподъема.
По ГОСТ 7668-80 (см. табл. 1.7) выбираем канат: типа ЛК-РО;
конструкции 6 х 36(1 + 7 + 7/7 + 14) + 1 о. с.; массой 1 м смазанного
каната т* = 9,94 кг/м; диаметром dx = 50,5 мм; при о = 1568 МПа раз-
рывное усилие всех проволок в канате 2разр = 1 575 500 Н.
Для уравновешения системы* в качестве хвостового каната прини-
мают круглый канат двойной свивки многопрядный (см. п. 1.3) ГОСТ
3088-80 (табл. 1.6): типа ЛК-Р конструкции 18x19(1+6 + 6/6) +
+ 1 о. с.; массой 1 м тхв = 10,5 кг/м; диаметром <7ХВ = 49,5 мм; суммар-
* Хвостовой канат при подъеме с противовесом не вызывает каких-либо
технических осложнений в процессе эксплуатации машины, поэтому, для уравно-
вешивания системы, в подъемных установках с противовесом всегда принимают
равновесный хвостовой канат.
212
ное разрывное усилие всех проволок в канате прн о = 1372 МПа
составляет (>разр = 1465 000 Н.
Так как « тк система статически уравновешенна.
Фактическое значение коэффициента запаса прочности каната со-
ставляет при подъеме:
угля
Спазр 1 575000 772
“ [m0 + тт(но + 10)] 0 ~ [17034 + 10,5 (348 + 10)] 9,81 ~ ’ >
> 7,5;
людей
Z*(n) [»кл + ил 80 + тхв (Но + 10)] д
1 575000 ло
=-----------------------------------9 8 > 9,0,
[8620 + 50-80 + 10,5(348 + 10)] 9,81
где 80 кг-средняя масса одного пассажира клети.
3. Орган навивки.
Принимаем цилиндрическую однобарабанную машину.
Диаметр барабана
D = 79- .50,5 = 3990 мм.
Выбираем подъемную машину (ГОСТ 18115-72) (табл. 1.11): типа
ЦР-4 х 3/0,7; диаметром барабана D = 4,0 м; шириной барабана В =
= 3,0 м; шириной разреза 0,7 м; максимальным статическим натяже-
нием каната 250 кН; максимальной разностью между статическими
натяжениями канатов 160 кН; передаточными числами редуктора
1= 10,5; 11,5; 20; допустимой скоростью подъема 12,0 м/с; маховым
моментом машины без редуктора и двигателя 3000 кН • м2; массой
машины с редуктором без электрооборудования 70 т.
Проверяем барабан на ширину. Как показывает предварительный
расчет, в случае размещения резервной длины каната (h = 35 м) на
барабане, внутренний угол девиации каната получается больше до-
пустимой нормы (по ПБ необходимо иметь ав < 1,5°). Поэтому, с целью
уменьшения внутреннего отклонения струны каната на барабане, ре-
зервная длина каната, идущая на лабораторные испытания, размещается
на внутренней бобине. В таком случае необходимую ширину навивочной
поверхности барабана определим по формуле (1.73), с учетом h = 0
Bfi = (— + 2лтр + 1 + е ] (d + S) =
/ 342 \
= -------+ 2-5 + 1 + 2 (50,5 + 5,5) = 2253 мм < 2300 мм.
\3,14-4 /
где итр=5-число витков трения; е = 2-расстояние между витками
213
навивающейся и свивающейся ветвей; S = 5,5 мм-зазор между витками
(см. табл. 1.12).
Необходимая ширина заклиненной части барабана
^ = (— + итр + 1) (d + S) =
\7Ш /
( 342 \
= I —— + 5 + 1 (50,5 + 5,5) = 1860 мм,< 2300 мм.
\3,14-4 /
Проверка барабана на статические нагрузки
Максимальное статическое натяжение в канате
^тах (К,р2 + ^кл + 2/Иваг + /HK//(j)7/ =
= (1,12-6000 + 8620 + 2-1207 + 9,94-348)9,81 = 208 100 Н <250000 Н.
Максимальную разность статических натяжений канатов при подъ-
еме с противовесом следует ожидать в момент перестановки сосуда (при
регулировании длины отвеса каната), когда требуется поднятие одной
порожней ветви каната
^inax [(^пор 1) Q + ^кл + (] ~
= [(1,08 - 1)6000 + 8620 + 9,94• 348]9,81 = 123 200 Н < 160000 Н.
4. Расположение подъемной машины относительно ствола шахты.
Направляющие шкивы на копре расположены на одном уровне от
устья'шахты. Диаметр направляющего шкива принимаем равным диа-
метру барабана - DUIK = D = 4 м. Выбираем стандартный шкив (табл.
1.16): типа ШК-4; со статическим натяжением каната не более 1520 кН;
маховым моментом GDB[K = 342 кН -м2.
Высота копра
Я, = Л, + Лкл + Лпср + 0,75Ашк = 12 + 8,58 + 6 + 0,75 2 = 28,08 м.
Принимаем копер стандартной высоты 7/, = 29 м (см. табл. 1.14).
При этом фактическое значение высоты переподъема клети составит
11жр = 29 - (Л, + Лкл + 0,75Лшк) = 29 - (12 + 8,58 + 0,75 • 2) = 6,92 м.
Схемы расположения машины относительно ствола шахты и расчета
углов отклонения струны каната аналогичны представленным на рис. 3.1
и 3.2. В расчете в данном случае приняты: удаление машины от ство-
ла шахты Е = 40 м; расстояние между осями подъемных канатов
dB = 1700 мм (при отсутствии конкретных данных ориентировочно мож-
но принимать d0 = 1700-1950 мм); превышение оси вала барабана над
уровнем пола Со = 600 мм. •
Длина струны каната
L = х/(я;-С0)2 + (£-Аш;)2 = 7(29 - 0,6)2 + (40 - 2)2 = 47,5 м.
214
Угол наклона нижней струны к горизонту
Н* - Со 29 - 0,6
ф“агс,8^С—а81«ГТа36-
Ширина навивочной поверхности, соответствующая одной ветви
каната, равна = 1860 мм.
Линейные отклонения каната на барабане от плоскости направляю-
щего шкива составляют:
наружное
В d0 . 3000 1700 . е е
С" = 2 ~ 2 ~ ”гр^ + = ~2----Т~ ~ 5(5°’5 + 5’5^ = 370 ММ’
внутреннее
(В d0\ /3000 1700\
д = В, - - - — = 1860 - —------—) = 1210 мм.
“ \2 2/ \ 2 2 /
Значения углов отклонения каната (углов девиации) наружного
ан = arctg^ = arctg^y^ s 0°30' < Г30';
внутреннего
ав = arctgy = arctg^^ S Г27' < Г30'.
5. Приводной двигатель и редуктор
TtD
Для удовлетворения ориентировочной максимальной скорости подъ-
ема необходимая частота вращения барабана
60Утах(ор) 60-3,4
"------"5^4 = 16’2об/м""'
Принимаем редуктор с передаточным отношением i = 20.
Требуемая частота вращения приводного двигателя
иДв = n6-i = 16,2-20 = 324 об/мин.
Принимаем стандартную частоту вращения асинхронного двигателя
пс = 375 об/мин (ин = 365 об/мин).
Действительное значение максимальной скорости подъема
лЛин 3,14-4-365
Ипах = -—5 = --------- = 3,82 м/с.
m 60/ ™
60-20
Ориентировочная мощность приводного двигателя по аналогии
с формулой (1.129)
215
Р ю-з^-о^бд-Ипах
0,1 п.
,1,25(1,2-0,5)6000-9,81-3,82 ,л „
= 10 3-—--------------------— = 210 кВт,
0,95
где ^ коэффициент эффективного усилия подъема; К-коэффициент
шахтных сопротивлений; (К — 0,5)Qg-среднее значение статических
усилий на окружности барабана для одноклетевого подъема с противо-
весом, где масса противовеса тпр = тх„ + 2 • тваг + 0,5(2 = 8620 +
+ 2-1207 + 0,5 -6000 = 14034 кг; т](-КПД редуктора.
Выбираем двигатель (табл. 1.19): тип АКН2-17-23-16; мощность
Рн = 315 кВт; частота вращения ин = 365 об/мин; статор-напряжение
6000 В, ток 43 А; ротор-напряжение Еи = 480 В, ток 1И = 400 А; пере-
грузочная способность кн = 2,3; КПД т)дв = 0,913; маховой момент
ротора GDрОТ = 11,9 кН -м2.
Значение момента вращения на тихоходном валу редуктора рас-
считываем по формуле (1.136)
/8120-Ри-т]^ nnoG^OT.Y
м = (------------ Л„ — 0,03----1) । =
\ ин Rs /
/8120-315 0,95 „ „ 11900 „ \
= -------’— 2,3 - 0,03 —-— 20 20 = 234 835 Н • м.
\ 365 2 J
Выбираем редуктор (см. табл. 1.22) со следующими техническими
данными: типоразмер ЦД-20; межцентровое расстояние 2000 мм; пере-
даточное число i = 20; момент вращения на ведомом валу 380 кН.м;
скорость вращения приводного вала не более 600 об/мин; маховой
момент на тихоходном валу GDpca = 1000 кН-м2, масса редуктора 34 т.
6. Приведенная масса
' Приведенная к окружности барабана масса подъемной установки
Em' = ткл + 2mOi„ + Q + mnp + 2mKLx + mXBLXB + т'6 + т'роТ + тред + 2т'шк =
= 8620 + 2 • 1207 + 6000 + 14034 + 2-9,94- 500,5 + 10,5 • 362 +
+ 19110 + 30325 + 6370 + 2-2180 S 105 000 кг,
где длина одной ветви подъемного каната
LK = Н + Ипер + л/?шх + L + итрлР + h =
= 342 + 6,92 + 3,14-2 + 47,5 + 5-3,14-4 + 35 = 500,5 м;
длина хвостового каната
Д,„ = Н + 20 = 342 + 20 = 362 м.
Приведенная масса (кг): барабана
216
1(GD2OT)_ 1 3000000
Dl ~ 9,81 - 42
ротора
(GDgOT).2 1 11900
g Dl 1 9,81 42
редуктора
Dl 9,81 42
, l(GD2cfl) 1 1000000
Горел = - -> = ---г;----= 6370
9
направляющего шкива
, 1(GD2K) 1 342000
'"--"о-Г’адТ—-218°
♦
7. Выбор величин ускорения и замедления
Величину ускорения выбираем из условия максимального исполь-
зования перегрузочной способности двигателя в период пуска машины
с расчетным грузом (Q = 6000 кг).
Номинальное усилие двигателя на ободе барабана
F = ю3^ = 103 315 °’95 = 78 340 Н.
- К™ 3,82
Среднее значение коэффициента перегрузки двигателя за период
пуска принимаем равным Хпус = 0,6Хн = 0,6-2,3 = 1,38, среднее значение
пускового усилия двигателя на ободе барабана составит
F^c = 1,38 • 78 340 = 108 110 Н.
Усилие на ободе барабана в начале подъема
Fm4 = (К - 0,5)60 + Em' aj = (1,2 - 0,5)6000-9,81 + 105000
Приравнивая Fnyc = Fm4 определяем
108 ПО — (1,2 — 0,5)6000-9,81 Л , 2
а, =----------------------------= 0,63 м/с2.
1 105000
Расчетное значение ускорения принимается равным = 0,6 м/с2.
Величину замедления определяем из условия получения тормозного
усилия в конце подъема равным одной трети нагрузки, определяемой
весом полезного груза
FIOPm = - |(О,5С)0 = |(0,5 -6000)9,81 = - 9800 Н.
Усилие на ободе барабана в конце подъема
Л™ = (К - 0,5) Qg - Ът’-а3 = (1,2 - 0,5)6000 -9,81 - 105 000- а3.
217
Приравнивая FTOp = FKOH определяем абсолютную величину за-
медления
(1,2 - 0,5)6000-9,81 + 9800
105000
= 0,485 м/с2
Расчетное значение замедления принимаем равным а3 = — 0,5 м/с2.
8. Расчет графика скорости
Продолжительность периода ускорения
II 51 - 13 II 4-4 3’82 А И = —— — 6,4 с. 0,6
Путь, пройденный в период ускорения
3,82-6,4
2 2
12,2 М.
Продолжительность периода замедления
, 3,82
/3 =---= ——- = 7,6 с
а3 0,5
Путь, пройденный в период замедления
Ипах’^з 3,82-7,6
Х3 = —-— -----------= 14,5 м.
2
2
Путь, пройденный в период равномерной скорости
Х2 = Н-(Х1+ Х3) = 342 - (12,2 + 14,5) = 315,3 м.
Продолжительность периода равномерной скорости
Х2 315,3 „„
М2 "82'5с
Продолжительность движения клети
Т = ti + t2 + t3 = 6,4 + 82,5 + 7,6 = 96,5 с.
Средняя скорость подъема
Графики скорости, ускорения и замедления представлены на рис. 3.11
9. Расчет движущих усилий
Уравнение подъема
F = (К - О,5)е0 ± 1m'-а = (1,2 - 0,5)6000-9,81 ± 105000-а
F =412000 ± 105000-а
218 1
Рис. 3.11. Графики скорости и уси-
лий подъема
Усилия (см. рис. 3.11) на ободе барабана в периоды:
ускорения (« = «! = 0,6 м/с2)
Ft = F2 = 41 200 + 0,6-105000 = 104200 Н;
равномерной скорости (о = 0)
F3 = F4 = 41200 Н;
замедления {а = а3 = — 0,5 м/с2)
F5 = F6 = 41 200 - 105000 0,5 = - 11 300 Н.
Эффективную мощность и пусковые сопротивления рассчитывают
как в разделах 3.1 и 3.2.
3.5. ПРИМЕРЫ ВЫБОРА ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК
ПО СОКРАЩЕННОМУ РАСЧЕТУ
В предыдущих параграфах приведены примеры полного, или деталь-
ного, расчета шахтных подъемных установок, где с выбором тоннажа
сосуда, уточнением параметров подъемного и хвостового канатов,
выбором органа навивки с последующей проверкой его на ширину
и статические нагрузки или на нескольжение каната при многоканатном
подъеме со шкивом трения рассчитывают элементы расположения подъ-
емной машины относительно ствола шахты, их соответствие нормам
Правил технической эксплуатации; выбирают редуктор и уточняют
соответствующую оптимальную фактическую скорость подъема; вы-
219
бирают приводной двигатель по эффективной мощности, для этого
предварительно рассчитывают приведенную массу подъемной установки;
уточняют элементы кинематики и динамики подъема, исходя из пере-
грузочной способности приводного двигателя; строят графики скорости
и движущих усилий; определяют расход электрической энергии и КПД
подъемной установки; рассчитывают пусковые характеристики главного
приводного двигателя и выбирают сопротивления пускового реостата.
Такой расчет-довольно объемный и требует много времени, он со-
вершенно необходим в тех случаях, когда подъемная установка-объект
электрификации и автоматизации.
Во многих случаях, при выполнении курсовых или дипломных
проектов, в зависимости от поставленной задачи, студенту нет не-
обходимости в выполнении полного расчета подъемной установки и он
может выбрать лишь основные элементы установки: сосуды, канаты,
копер, органы навивки, приводной двигатель и редуктор, с учетом
удовлетворения норм Правил технической эксплуатации.
Далее приведены примеры сокращенного расчета шахтных подъем-
ных установок. Для облегчения выполнения расчета и правильной
ориентации студента, вместе с расчетными формулами также приведены
необходимые указания и нормативные данные.
3.5.1. СОКРАЩЕННЫЙ РАСЧЕТ ОДНОКЛНАТНОЙ
СКИПОВОЙ ПОДЪЕМНОЙ УСТАНОВКИ
Задание: проектная годовая производительность шахты А, т/г и вы-
сота ствола Яств, м. Требуется: выбрать скипы, канаты, копер, орган
навивки, приводной двигатель, редуктор; определить скорость подъема;
рассчитать расход электрической энергии.
Скипы.
Часовая производительность подъема (т/ч)
СА
При расчете принимаем: коэффициент резерва подъема или коэффициент
неравномерности поступления груза к стволу С = 1,5; число рабочих дней в году
N = 300 дн; число часов работы подъемной установки в сутки t = 15 ч.
Высота подъема (м)
Л/ 4" ^эаг 4“ ^пп*
Высоту загрузки скипа у подземного бункера в среднем можно принимать
= 18-20 м; высота приемной площадки (поверхностного бункера) для стан-
дартных копров (м) составляет ЛП11 = 20; 23, 26 м и т. д.
Рациональная масса (т) груза за один подъем
v 3600 *
220
При предварительных расчетах продолжительность паузы можно принимать
в среднем 0 = 10 с. После выбора скипа ее можно уточнить по тоннажу выбран-
ного сосуда (см. разд. 1.2).
Выбираем стандартные скипы для угля со следующими техническими
данными (см. табл. 1.3):
Тип ............................................................
Геометрическая вместимость, м3..................................
Грузоподъемность по углю Q, т...................................
Масса скипа с подвесным устройством mCI[, т.....................
Высота скипа в положении разгрузки /гск, м......................
Путь разгрузки hp, м............................................
Расстояние между осями скипов d0, м.............................
Канаты.
Длина отвеса (м) подъемного каната:
при отсутствии хвостового каната
//q Т ^пер
при наличии хвостового каната
Но Н Т Апер + Лпетл
Высота переподъема, или же запасной путь для аварийного торможения
(расстояние между находящимся в положении разгрузки скипом и направляющим
шкивом) по нормам ПБ составляет Апер > 2,5 м; при расчетах в среднем при-
нимают равным hnep — 3,0 м.
При наличии хвостового каната длину петли в зумпфе при нахождении скипа
в крайне нижнем положении можно принимать равной Апетл — 10-13 м. В зави-
симости от высоты подъема Н рассчитывают канат с постоянным и переменным
запасами прочности. При расчете каната по постоянному запасу прочности
выполняют одно лишь условие-при расположении максимального концевого
груза на наинизшем уровне, коэффициент запаса прочности (Z) у направляющего
шкива должен быть не менее допустимых ПБ норм (см. табл. 2.1). При расчете по
переменному запасу прочности, одновременно должны быть удовлетворены два
условия-Z должен быть не менее чем Zo в сечении каната перед скипом (т.е. без
учета веса каната) и не менее, чем Zmin у направляющего шкива, при рас-
положении максимального концевого груза на наинизшем уровне (см. табл. 2.1).
Согласно ПБ расчет канатов по постоянному запасу прочности в зависимости от
глубины подъема и? ограничивают, а по переменному-допускают только при
высотах подъема свыше 600 м. Вместе с тем, как показывает анализ, с целью
эффективности использования грузоподъемности канатов выгодно рассчитывать
канаты при Ж 600 м-по постоянному запасу прочности, а при Н> 600 м-по
переменному запасу прочности.
Выбранные на основе расчета канаты должны быть проверены на удовлетво-
рение норм коэффициента запаса прочности.
а) Расчет каната по постоянному запасу прочности (Н < 600 м).
Ориентировочная масса 1 м подъемного каната (кг/м).
Для канатов отечественного производства, предельно допустимое разрывное
усилие на единицу площади сечения каната составляет а = 1400 2000 МПа;
221
(1 ria = Н/м2; 1 МПа = 10® Н/м2; 1 кгс/мм2 = 10 МПа; 1 кгс/см2 = 0,1 МПа).
Йри расчетах целесообразно ориентироваться на средние значения а = 1600;
1700 МПа.
у0 действующее на сечение каната удельное давление, создаваемое весом 1 м
самого каната у0 = gtnJS,., МПа/м (где: д = 9,81 м/с2; тк-масса 1 м каната, кг/м;
SKсуммарное сечение всех проволок каната, мм2). Величина у0 зависит от
конструкции каната и ее средние значения приведены в табл. 1.5, 1.6, 1.7, 1.8, 1.9.
Коэффициент запаса прочности каната Z берется согласно нормам ЙБ и для
грузовых подъемных установок составляет Z = 6,5 (см. табл. 2.1).
По расчетному значению тк из каталогов выбирают наиболее близкий
стандартный канат с равной или большей массой.
Выбираем канат (табл. 1.5-1.8) со следующими техническими дан-
ными:
Гост.............................................................;
Тип..............................................................;
Масса 1 м т^, кг/м.................................................
Диаметр dK, мм...................................{.................
Суммарное разрывное усилие всех проволок в канате (2разр; Н . . . .
Фактическое значение коэффициента запаса прочности выбранного
каната составит
•у __ _____бразр______ > Л $
Ф 10(6 + »»са + "
Коэффициент статической неуравновешенности подъема
Д = mtH/KQ.
При скиповом подъеме коэффициент шахтных сопротивлений принимается
равным К = 1,15.
Величиной Д оценивается вопрос целесообразности применения хвостового
каната. Если Д > 0,5 статическое уравновешивание подъема с помощью хвосто-
вого каната целесообразно, а при Д < 0,5 в применении хвостового каната нет
необходимости.
В случае применения хвостового каната его массу принимают равной массе
головного каната. В качестве хвостовых предпочтительно следует применять
круглые малокрутящиеся канаты (например, по ГОСТ 3088-80).
При наличии более одного подъемного горизонта хвостовой канат в процессе
эксплуатации создает ряд технических неудобств и в таком случае предпочтение
отдается применению двух односкиповых с противовесом подъемных машин,
взамен одной двухскиповой машины.
б) Расчет каната по переменному запасу прочности (Н > 600 м).
Ориентировочная масса 1 м подъемного каната (кг/м).
. / , Уо^о
mK^[mCK + Q)-----
ст
Zo показывает значение запаса прочности в канате, когда действует только
концевой груз (без учета веса каната). Нормы этого коэффициента приведены
в табл. 2.1, а для рассматриваемого случая принимаем его равным Zo = 8,5.
Как видно, в данном случае (Н > 600 м), в конкретных условиях {Q, тск, ст, у0,
Zo) масса каната является определенной, постоянной величиной, не зависящей от
высоты подъема Н, как в случае расчета каната при Н < 600 м.
222
Выбранный на основе расчета канат следует проверить на одновременное
удовлетворение норм коэффициентов запаса прочности Zo и Zmin. Значения
Zmin приведены в табл. 2.1, совместно с нормами Zo и в рассматриваемом случае
^mln = 4,5.
Выбираем канат (см. табл. 1.5-1.8) со следующими техническими
данными
ГОСТ...........................................................
Тип............................................................
Масса 1 м тк, кг/м.....................................
Диаметр dK, мм.................................................
Суммарное разрывное усилие всех проволок в канате <2разр, Н . . . .
* Фактические значения коэффициентов Zo и Zmln:
•7 — Сразр „ _.
z’“-10(^3 ”
V ___________Сразр______'s. Д Ч
^п(ф)“ю(жм + е + »1Л0)
Копер.
Рассмотрим два варианта расположения подъемной установки относительно
ствола шахты: 1) направляющие шкивы расположены на одном уровне от устья
шахты, в параллельных плоскостях; 2) направляющие шкивы расположены на
разных уровнях от устья шахты, в одной вертикальной плоскости.
В первом варианте высоту копра получают меньше, чем во втором, что
важно. Вариант расположения направляющих шкивов устанавливают на основе
определения углов девиации, которое выполняется при полном расчете подъем-
ной установки. В настоящем, при сокращенном расчете, ориентировочно можем
принять первый вариант расположения направляющих шкивов,' как практически
наиболее распространенный.
Стандартный тип копра выбирают по варианту расположения направляю-
щих шкивов, тоннажу скипов, высоте разгрузки и высоте самого копра.
Высота (м) копра при расположении направляющих шкивов на
одном уровне от устья шахты
Н* = h„n + + Лпер + 0,757?Ш1[
Величины параметров Апп, йск и й берут на основе ранее принятых, а радиус
направляющего шкива равным радиусу органа навивки.
При расположении направляющих шкивов в одной вертикальной плоскости,
высота копра по сравнению с высотой, рассчитанной по приведенной формуле,
увеличится на величину, равную расстоянию между центрами направляющих
шкивов, что составляют
Выбираем копер (см. табл. 1.15) со следующими данными:
Высота, м:........................................
копра......................................................
приемного бункера йпп......................................
Орган навивки.
Принимают подъемные машины с одинарными разрезными (ЦР) или двой-
ными, цилиндрическими (2Ц) барабанами. Выбранную машину проверяют на
223
удовлетворение норм Правил технической эксплуатации и Правил безопасности
работы: 1. D 80<4; 2. Навивка каната на барабан должна быть в один слой;
3. Фактические значения максимального статического напряжения в канате и мак-
симальной разности статических натяжений между ветвями канатов не должны
превосходить значения, предусмотренные по каталогу. Наряду с этим при-
нимают, что подъемные машины отечественного производства по скорости
практически всегда удовлетворяют предъявляемым к ним требованиям и, по-
этому проверку выбранного органа навивки на скорость не производят.
Диаметр барабана
D 80JK.
Максимальное статическое натяжение каната (Н)
Smax = Ю (KQ + шск + ткН0)
Максимальная разность статических натяжений (Н) канатов:
для неуравновешенной системы (хвостовой канат отсутствует)
= Ю (KQ +
для уравновешенной системы (имеется равновесный хвостовой канат)
= 10KQ.
Рабочая ширина барабана-ширина барабана, занятая витками ка-
ната:
при одинарном цилиндрическом барабане
= f---77---1" + 1 + Л (<4 + S);
\ ли /
при двойных цилиндрических барабанах
(Н + 2Л V
во = I —77---Н Игр + 1 < + $)•
\ ли /
На основе существующих норм: резервная длина каната на барабане,
предназначенная для компенсации длины отвеса каната после взятия пробы на
испытание, h = 25-30 м; постоянное число витков трения каната на барабане
лтр = 5; расстояние между центрами витков навивающейся и свивающейся ветвей
канатов принимаем равным, соответствующим расстояниям между некоторым
количеством витков е = 1 2; зазор между смежными витками канатов на
барабане в среднем принимаем: S = 2 мм для канатов </„ < 30 мм и S = 3 мм для
канатов dK > 30 мм.
Если барабан по ширине не удовлетворяет требованиям, то с целью умень-
шения рабочей ширины резервную длину каната можно разместить внутри
барабана (на внутренней бобинке). В таком случае в расчетных формулах
принимаем h = 0. Если такое мероприятие недостаточно, тогда необходимо будет
выбрать машину с большим диаметром барабана.
Выбираем подъемную машину (см. табл. 1.10; 1.11) со следующими
техническими данными:
Тип.............................................................
Барабан:
диаметр D, м..................................................
224
ширина В, м .... .......................................
Максимальное натяжение каната SmtK, Н.....................
Максимальная разность статических натяжений канатов Tm,x, Н . .
Возможные передаточные числа редуктора i..................
Скорость подъема
Ориентировочное значение максимальной скорости подъема
Кпах(ориент) = 0,25 у/Н м/с.
В предлагаемой формуле коэффициент скорости принимаем р = 0,25. Анализ
исследований, проведенных для определения оптимальных значений максималь-
иой скорости подъема показал (см. разд. 1.2), что при строгом соблюдении
4,/я+е
рациональной величины массы груза Q = - —Q4 и оптимальных значений
параметров графика скорости, коэффициент скорости будет составлять: 0 =
= 0,29-0,31 для высоты подъема Я > 600 ми 0 = 0,3-0,4 в случаях Н < 600 м.
При этом,1 FC 12 м/с при Н = 1600 м и 13 м/с при Н = 2000 м. Однако
учитывая что после выбора стандартного тоннажа скипа практически имеем дело
с новым значением массы поднимаемого груза, которая может быть на 30%
и более больше расчетной, а также то что, после выбора редуктора со стандарт-
ным передаточным отношением и уточнения стандартного числа оборотов
приводного двигателя фактическая скорость подъема может увеличиться в сред-
нем на 10-15% против ориентировочной, можно с достаточной для практических
расчетов точностью принимать 0 = 0,25, т. е. пользоваться приведенной форму-
лой для определения ориентировочной максимальной скорости подъема. (При
детальном расчете подъемной установки максимальную скорость определяют
соответствующими формулами, с учетом количества периодов и других нюансов
кинематики и динамики графика скорости (см. разд. 1.2; 3.1; 3.2).)
Необходимое число оборотов барабана (об/мин)
= 60 Ипах(ориент)/л/3
Умножением п6 на передаточные числа i тех редукторов, возможность
применения которых предусматривается техническим паспортом выбранной подъ-
емной машины, получаем требуемые числа оборотов главного приводного
двигателя. На основе последних выбираем стандартную частоту вращения двига-
теля (номинальное число оборотов пи, или синхронное число оборотов пс).
Выбирать нужно так, чтобы выбранная частота вращения пк превосходила
расчетную на 10-15%.
В двигателях асинхронных приводов шахтных подъемных машин в основном
применяют следующие стандартные синхронные частоты вращения: 750, 600, 500,
375, 300, 250 об/мин. Отметим, что 1йо сравнению с синхронной, ~нМГйналптая"'“
частота вращения меньше на 0,5-1,5%.
По выбранным значениям i и и„ уточняем фактическое значение макси-
мальной скорости подъема Гтак.
Выбираем:
номинальная частота вращения двигателя, л„, об/мин....................
передаточное число редуктора i........................................
Фактическое значение максимальной скорости подъема (м/с)
Ивах = л£>лн/60/
8 Песвианидзе А. В. 225
Если в каталоге двигателей взамен п указаны синхронная частота вращения
пс и номинальное скольжение SH, то в формуле взамен ин следует подставлять
"«(!-«»)•
Приводной двигатель
Ориентировочное значение эффективной мощности (кВт) приводного
двигателя при подъеме:
двухскиповом
Рэфф(орисит) = ^^Q^max/ЮОт] ,,
односкиповом с противовесом
Рэфф(ориент) = £(К - 0,5)6К„ах/100т](.
Коэффициент эффективного усилия в среднем, с достаточной точностью,
можно принимать Е, = 1,25.
КПД редуктора принимаем: при одинарной передаче (/ = 7,35; 10,5; 11,5)
г|,- = 0,97; при двойной (/ = 20, 30) г), = 0,95. Коэффициент шахтных сопротивле-
ний К = 1,15.
По п„ и Рэфф^риен,) из каталога выбираем двигатель. При больших мощностях
(порядка 1300 кВ и больше) следует перейти на двухдвигательный привод, т. е.
взамен одного двигателя установить два асинхронных двигателя, каждый по
половинной мощности, или же применить привод постоянного, тока.
Выбираем двигатель (см. табл. 1.18; 1.19; 1.20; 1.21) со следующими
техническими данными:
Тип...........................................................
Напряжение U, В.................,.............................
Мощность Р„, кВт..............................................
Частота вращения пи, об/мин ..................................
Маховой момент ротора GPpOI, Н-м2 . . ........................
Редуктор
Ориентировочное значение вращающего момента (Н м) на тихо-
ходном валу редуктора
лт /8120Рит]„ nn,GDgOT\.
^ред(ориеит) 1 V,V3 III,
\ п« к6 /
Выбираем редуктор (см. табл. 1.22) со следующими техническими
данными:
Тип...........................................................
Передаточное число /-.........................................
Вращающий момент на тихоходном валу М, Н м....................
КПДЛ1......................................................
Маховой момент GD 2СД, Н-м2...................................
Расход электрической энергии.
Расход электроэнергии (кВт/ч) за один цикл работы
226
гкцикл ~
360т]ус1
Расход электроэнергии за (кВт.ч/т) подъем 1 т массы груза
hT = Ww^/Q
Ориентировочное значение годового расхода электроэнергии
(кВт.ч/г) на подъем
Wr = WlTA
Коэффициент полезного действия подъемной установки практически может
составлять иуст = 0,55-0,65. При расчетах в среднем можно брать т]ус, = 0,6.
3.5.2. СОКРАЩЕННЫЙ РАСЧЕТ МНОГОКАНАТНОЙ
ПОДЪЕМНОЙ УСТАНОВКИ
Рассмотрим как наиболее эффективный вид многоканатного подъ-
ема-многоканатный односкиповый подъем с противовесом.
Задание: проектная годовая производительность шахты А -т/г и вы-
сота ствола Нств, м. Требуется: выбрать скипы, канаты, орган навивки,
приводной двигатель, редуктор; определить скорость подъема; 1рас-
считать расход электрической энергии.
Скипы
Часовая производительность подъема (т/ч)
2Ч = CA/Nt т/ч
При расчете принимается: коэффициент неравномерности поступления груза
к стволу С = 1,5; число рабочих дней в году N = 300 дн; число часов работы
подъемной установки в сутки t = 15 ч.
Высота подъема (м)
33 33ств 4- /?заг "Г Лразгр
Высоту загрузки ймг (расстояние по вертикали от отметки откаточного
горизонта до нижней кромки загрузочного бункера) и высоту разгрузки /!ра,гр
(расстояние по вертикали от нулевой отметки до вёрхней кромки приемного
бункера) ориентировочно можно принимать равными 30 м и 35 м, соответст-
венно.
Оптимальная масса груза скипа
При предварительных расчетах продолжительность паузы принимаем равной
0 = 10-15 с; ее можно уточнить после выбора тоннажа скипа (см. разд. п. 1.2).
Выбираем стандартный угольный скип для многоканатного подъема
со следующими данными (см. табл. 1.3):
8*
227
Тип................................................................
Геометрическая вместимость, м3...................................
Грузоподъемность по углю Q, т...................................' •
Масса с подвесным устройством тсх, т.............................
Высота в положении разгрузки ЛС1[, м.............................
Путь разгрузки Лр, м.............................................
Расстояние между осями скипов d0, м..............................
Канаты. Орган навивки.
В качестве подъемных применяем круглопрядные канаты ГОСТ
7668-80 типа ЛК-РО с расчетным пределом прочности проволоки при
растяжении о = 1568 МПа, фиктивная плотность которых составляет
у0 = 0,097 МПа/м (см. табл. 1.7).
В многоканатном (МК) подъеме в настоящее время применяют как прядевые
так и закрытые канаты. Прядевые канаты могут быть круглопрядные (см.
табл. 1.6; 1.7; 1.8) и трехграннопрядные (табл. 1.5). С целью безопасности против
скольжения каната по шкиву, прядевые канаты, по сравнению с закрытыми
(табл. 1.9), имеют большое преимущество: согласно рекомендациям завода-
.изготовнтеля, коэффициент трения между канатом и шкивом для прядевых
канатов принимается равным/= 0,25, против f = 0,2 для закрытых канатов, что
весьма существенно. На основании ОНТП 5-86 («Общесоюзные нормы техно-
логического проектирования шахтных подъемных установок», Минуглепром
СССР, М., 1986) для МК подъемных установок шахт угольной промышленности
в качестве головных следует применять, как правило, канаты по ГОСТ 766,8,-80
с маркировочной группой прочности предпочтительно о = 1568 МПа. Техни-
ческая характеристика этих канатов приводится в табл. 1.7.
\/ МК подъем является статически уравновешенной системой, т.е. всегда
применяется с равновесными хвостовыми канатами (сумма масс 1 м головных
и хвостовых канатов равна). ^Количество головных канатов в МК подъемных
машинах отечественного производства бсрстся пк = 4; 6; 8, а хвостовых ка-
натов • ихв = 2; 3. В качестве хвостовых канатов рекомендуется применять многб-
прядные канаты' двойной свивки типа ЛК-Р, ГОСТ 3088-80 (см. табл. 1.6).
Основным фактором, ограничивающим применение МК подъема является
проскальзывание каната на приводном шкиве трения. Безопасность против
скольжения каната оценивается допустимым значением коэффициента стати-
ческих натяжений канатов К„(доп) (коэффициент статических натяжений канатов
показывает отношение статических натяжений груженой и порожней ветвей
канатов Кст = Sl/S2). При постоянстве значении других нормативных пара-
метров, влияющих на величину Кст(доп), она определяется значениями двух пара-
метров: коэффициентом трения/и углом обхвата канатом приводного шкива а.
По своей простоте и надежности распространение получили две схемы, при
которых а = 180° и а = 190°-195°. В первом случае отсутствуют отклоняющие
канатов шкивы (диаметр канатоведущего шкива трения и расстояние между
отвесами подъемных канатов равны, или разность между ними не превышает
300 мм), а Во втором случае имеются отклоняющие шкивы (диаметр канато-
ведущего шкива трения больше, чем расстояние между отвесами канатов).
Применение отклоняющих шкивов более чем на 6% увеличивает величину
^cTtaon), "*то существенно.Поэтому, предпочтение следует отдавать варианту i
с отклоняющими шкивами. Это обстоятельство еще раз показывает преиму-
щество односкипового подъема с противовесом по сравнению к двухскиповым
подъемом.
С учетом наличия отклоняющих шкивов определим допустимое
значение коэффициента статических натяжений канатов (а = 195° =
= 3,4 рад) Кст(дпп) « 0,485 (е/а + 0,25) = 0,485 (е0-2 5’3'4 + 0,25) = 1,256.
228
Изложенная в разд. 2.5 методика расчета одноканатного подъема полностью
относится к расчету канатов и при МК подъеме. В частности, с целью
эффективного использования грузоподъемности канатов выгодно, чтобы при
глубинах подъема Н > 600 м канаты рассчитывались по переменному запасу
прочности, а при меньших глубинах, Н < 600 м-по постоянному запасу
прочности.
Минимально необходимая суммарная масса 1 м подъемных канатов:
при расчете канатов по переменному запасу прочности (Н > 600 м)
Еш, = (жсж + 2)-^^ м;
О’
при расчете канатов по постоянному запасу прочности (Я < 600 м)
= (тС1[ + б)/(-^= - Я) м.
Методические указания относительно коэффициентов ст, у0, Z и Zo см.
в п. 3.5.1.
Но является длиной отвеса канатов и превосходит высоту подъема Н на
величину 10-13 м, соответствующую длине петли хвостового каната в зумпфе,
при нахождении скипа в крайне нижнем положении. Таким образом принимается
Но = Н + (10 - 13) м.
Фактическое значение коэффициента статических натяжений канатов
кст(ф) = + шсж + б)/(1тжЯ0 + тс, + 0,56) < Кст(доп).
Приведенная формула учитывает статически идеально уравновешенную сис-
тему с помощью хвостовых канатов (пкшж = n,BwK,), а также наличие
противовеса с массой, равной липр = wCK + 0,5g. После выбора стандартных
канатов действительное значение К„ , естественно, может отличаться от расчет-
ной, полученной в идеальном случае. Однако, эта разница практически не-
значительна. и при выполнении ориентировочных расчетов ею можно пренебречь.
Выполнение условия КС1 Кс|(доп| является обязательным, гарантирующим
нескольжение каната. Если это условие не выполняется (что может быть при)
неглубоком подъеме), то необходимо прибегнуть к искусственному утяжелению
системы: увеличению массы скипа или масс канатов. Однако, как показывает
расчет (см. раздел 2.5) второй случай малоэффективен и невыгоден, так как
приводит к значительному увеличению массогабаритных показателей подъемной
установки в целом. Новые значения масс скипа при разных случаях подъема, для
обеспечения нескольжения каната, т. е. удовлетворения условия К„ sg Кст
можно определить на основе формул (2.91), (2.93). (ф> доп
Квадратурный параметр машины (м2)
.ОЗСМК.,^!)
"•°-' Ар(к„,-1)
При расчете принимаем: минимальное значение по ПБ отношения диаметров
приводного шкива и каната е = 0,95; по рекомендациям завода-изготовителя МК
подъемных машин, допустимое максимальное значение удельного давления
каната на футеровку приводного шкива для прядевых канатов ЛР = 2,0 МПа (для
закрытых канатов ЛР = 2,5 МПа).
Расчет требуемого количества подъемных канатов для каждого
диаметра стандартного ряда многоканатных подъемных машин дает:
229
1
DmT, м....................... 2,1 2,25 ' 3,25 4 5
и.......................................... . . ..............
Приведенные расчетные значения требуемого количества подъемных канатов
их получают делением численного значения квадратурного параметра nxD* т на
квадрат диаметра выбираемой машины. При выборе типоразмера машины,
естественно, требуется соблюдать, чтобы чи£до__канатрв выбранной машины
было больше расчетного значения nj~-'
Принимаем многоканатную подъемную машину со следующими
техническими данными (табл. 1.13):
Тип.............................................................
Канатоведущий шкив:
диаметр DmT, м................................................
ширина В, м...................................................
Количество подъемных канатов м..................................
Статическое натяжение канатов SmaX, Н...........................
Максимальная разность статических натяжений ветвей канатов 7^, Н
Скорость подъема с редуктором V, м/с............................
Маховой момент, Н м2:
машины без редуктора, отклоняющих шкивов и двигателя GD2 T . .
ОТКЛОНЯЮЩИХ ШКИВОВ GD2OTXJ1...................................
возможные передаточные числа редуктора i-.....................
После уточнения типа подъемной машины рассчитаем массу 1 м головных
и хвостовых канатов. Разделив расчетное значение суммарной массы 1 мдзздов- _
ных канатов (Smx) на количество канатов (пх) выбранной машины, определяем
расчетное значение массы 1 м каждого подъемного каната и из каталога (см.
табл. 1.7) окончательно выбираем наиболее близкий стандартный канат с равной
или большей массой пгк.</Принимаем количество хвостовых канатов равным
ихв = ... (как уже отмечалось, практически берется пкв = 2; 3) и из расчета
равенства суммарных масс 1 м головных (выбранных из каталога) и хвостовых
канатов (njn,. — рассчитываем массу 1 м каждого хвостового каната. По
последней из каталога (см. табл. 1.6) окончательно выбираем наиболее близкий
стандартный канат массой отхв.
Выбираем канаты со следующими техническими данными:
Канат Тип ...... Г оловной ЛК-РО Хвостовой ЛК-Р
Конструкция пряди 6 хЗб(1+7 + 7/7+14)+1о.с 18 х 19(1 +6 + 6/6)+
Масса 1 м, кг/м тк = ... тхв = ...
Диаметр, мм . . . Суммарное разрыв- 4,=- f/XB — . ..
ное усилие всех про- волок в канате, Н бразр • • (2разр — •••
Проверка выбранной машины
Отношение диаметров приводного шкива и каната
£>ш.т ’• dK > 95.
Удельное давление каната на футеровку приводного шкива
230
. _ ЪПе* + 1,5Q + (пвтк + ихв»1хв)Я + n^mXB2Q
Л.Р = g-------------5— ---------------------< 2,0 МПа.
A..r<«K
Максимальное статическое натяжение (H) в подъемных канатах:
при
иктв > ихвшхв
Si = й>(»и« + Q + njnjl + я.л,'10) < ...;
при ихвтхв > ихп1к ,
Si = д[mcx + Q + пхвтхв(Н + 10)] < .
Минимальное статическое натяжение (Н) в подъемных канатах
пвтв > пхвт*„
S2=g [m„ + 0,5Q + пхвтхв(Я + 10)];
при ихвп»хв > пкт,
52 = д(тсв + 0,52 + пвтвН + ихвтхв10).
Максимальная разность статических натяжений (Н) канатов
Sl-S2 = ...
Значение коэффициента запаса прочности каната при крайне верхнем
расположении груженого скипа
Zo = + Q)] > 9,5.
Значение минимального (Zmln) коэффициента запаса прочности
каната
при ихтк > нхвтхв
Zmin =__________п£у*ч>______________ > 4 5.
д(тск + Q + njnJH + nBjn„-10)
при пхвт*в > пктк
Z . = _________________________ . 5
д [wcx + Q + ихвтк„(н + 10)]
Коэффициент статических натяжений канатов
KCT = Si/S2< 1,256.
Фактические значения максимального статического натяжения в канате (SJ
и максимальной разности статических натяжений между ветвями канатов
($i — S2) не должны превышать значения, предусмотренные по каталогу.
Скорость подъема
Ориентировочное-значение максимальной скорости подъема (м/с)
Ипах, =0,25jn.
(присяг) *
231
Требуемое число оборотов приводного шкива трения (об/мин)
«ш.т = 60 • ,/лРш.т.
" (оржеиг)
Выбираем:
номинальная частота вращения приводного двигателя л„, об/мин . . .
передаточное число редуктора i-..................................
Фактическое значение максимальной скорости подъема
Л£>ш Ли ,
Ип-х = 60{. М/с.
О выборе передаточного числа редуктора i и определении стандартной
частоты вращения приводного двигателя ив, а также других вопросах, связанных
с расчетом максимальной скорости подъема (см. раздел 3.5.1).
Приводной двигатель.
Ориентировочное значение эффективной мощности (кВт) приводного
двигателя
_ij(K-0,5)CK»„
* эфф(Ориеит) - 100т1(
Формула относится к случаю односкипового подъема с противовесом.
Аналогично изложенному в разделе 3.5.1 при расчете принимают: коэффициент
эффективного усилия 4 = 1,25; коэффициент шахтных сопротивлений К = 1,15;
КПД редуктора Т)( = 0,97 для одинарной передачи (1=7,35; 10,5; 11,5) и
Т|( = 0,95-для двойной передачи (i = 20; 30).
По ив и Рэфф^яент» из каталога выбирают двигатель.
Выбираем двигатель (см. тйбл. 1.18; 1.19; 1.20; 1.21) со следующими
техническими данными.
Тип .............................................................
Напряжение U, В .................................................
Мощность Ри, кВт.................................................
Частота вращения п„, об/мин . . . ’..............................
Коэффициент перегрузки X = ...............
Маховой момент ротора ,GD,wr, Н м2...............................
Редуктор
Ориентировочное значение вращающего момента (Н м.) на тихо-
ходном валу редуктора
Д120РиП< СРЦА.
^ред(ориент) I I j I
\ «И К6 /
Выбираем подпружиненный редуктор для МК машин (см. табл. 1.23)
со следующей техническое характеристикой:
Тип..................t...........................................
Наибольший крутящий момент в период разгона, кН • м................
232
Наибольшая частота вращения моторного вала, об/мин.........
Маховой момент редуктора GDpca, кН-м2......................
Масса редуктора, кг .... '.................................
Расход электрической энергии
Расход электроэнергии (кВт-ч) за один подъем Q массы груза
W = -^—
ц“л 360Пус/
Расход электроэнергии (кВт • ч/т) за подъем 1 т массы груза
Q
Ориентировочное значение годового 'расхода электроэнергии
(кВт ч/г) на подъем массы груза
^г(ориент) в ^1тЛ.
Среднее значение КПД подъемной установки при расчетах можно брать
равным Т)уст = 0,6.
3.6. ПРИМЕРЫ ВЫБОРА ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК
ПО ОРИЕНТИРОВОЧНОМУ РАСЧЕТУ
Дальнейшее упрощение приведенных сокращенных расчетов шахт-
ных подъемных машин приводит к так называемому «ориентировоч-
ному расчету». Ориентировочный расчет позволяет выбрать основные
элементы шахтной подъемной установки-канаты, сосуды, орган на-
вивки, приводной двигатель и редуктор-и определить скорость подъ-
ема, исходя из самых общих соображений. Расчетные формулы при этом
получают на основе допущения, при котором численные значения
расчетных параметров берут постоянными и равными некоторым сред-
ним их значениям.
Далее приведем примеры ориентировочного расчета шахтных подъ-
емных установок.
3.6.1. ОРИЕНТИРОВОЧНЫЙ РАСЧЕТ ОДНОКАНАТНОЙ
СКИПОВОЙ ПОДЪЕМНОЙ УСТАНОВКИ
Задание: годовая проектная производительность шахты А, т/г; вы-
сота ствола -Я„,. Требуется: выбрать скипы, канаты, орган навивки,
приводной двигатель, редуктор; определить скорость подъема; рас-
считать расход электрической энергии.
Скипы
Высота подъема, м
Я = Яе„ + 45 ' . .
233
Ориентировочное значение массы (т) груза за один подъем
6= 1(Г7-9(0,4 х/Я+ 1)Л
Выбираем стандартные скипы (см. табл. 1.3):
Тип..........................................................
Масса скипа тск, т...........................................
Грузоподъемность по углю Q, т................................
Канаты
Ориентировочная масса 1 м подъемного каната (кг/м).
mCK+Q
т‘ 2600 - Н
Выбираем канаты (см. табл. 1.5; 1.7; 1.8):
Тип........................................................;
Масса 1 м тк, г/м............................................
Диаметр dK, мм...............................................
Орган навивки
Диаметр органа навивки (мм)
D > 80< =......
Выбираем подъемную машину с цилиндрическими барабанами (см.
табл. 1.10, 1.11).
Тип........................................................;
Диаметр барабана D, м........................................
При наличии одного подъемного горизонта целесообразно выбрать подъ-
емную машину с одинарным цилиндрическим барабаном типа Ц или ЦР, а при
двух и более подъемных горизонтах - подъемную машину с двойным цилиндри-
ческим барабаном типа 2Ц.
Скорость подъема
Максимальная скорость подъема (м/с).
Ипах = 0,37Я.
Приводной двигатель
Ориентировочные значения мощности (кВт) и частоты вращения
(об/мин) приводного двигателя:
Рориеит “ ^,5 Q’ Лорисит = 55 .
Выбираем двигатель (см. табл.: 1.18; 1.19; 1.20; 1.21) со следующими
техническими данными:
Тип..........................................................
Напряжение U, В.......................................". . .
234
Мощность Рн, кВт............................ . ................
Частота вращения пи, об/мин....................................
Коэффициент перегрузки ........................................
Маховой момент ротора GD2OT, Н м2..............................
- Редуктор
Ориентировочное значение вращающего момента (Н • м2) на тихоходном
валу редуктора
/ Р GD2 \
Мрсд = ( 7720-5Хн - 0,69—-^) 11,5
\ ин и /
Выбираем редуктор (см. табл. 1.22):
Тип . . .......................................................
Передаточное число i.....................................11,5;
Вращающий момент на тихоходном валу М, Н • м...................
КПД редуктора т);..............................................
Расход электрической энергии
Расход электроэнергии (кВт ч) за 1 цикл подъема
W
цикл 215
Расход электроэнергии (кВт ч/т) за подъем 1 т массы груза
W
ту _ ,|ИКЛ
Q
Ориентировочное значение годового расхода (кВт • ч/г) электроэнергии
WT = И/ТЛ
Приведенный ориентировочный расчет скиповой подъемной установки вы-
полнен из условия постоянства средних численных значений следующих пара-
метров: предел прочности проволоки каната на растяжение а = 1568 МПа;
фиктивная плотность каната у0 = 0.097 МПа/м; запас прочности каната Z = 6,5;
коэффициент эффективного усилия подъема £; = 1,25; коэффициент шахтных
сопротивлений К — 1,15; передаточное число редуктора i = 11,5; КПД: редуктора
Т)( = 0,95; подъемной установки г]уст — 0,6; коэффициент неравномерности по-
ступления груза к стволу С = 1,5; число рабочих дней в году N = 300 дн.;
продолжительность работы машины в сутки t — 15 час.
При расчете мощности приводного двигателя (Рврт„) принимают Г,пах =
= 0,3 ^/я, а при расчете частоты вращения приводного двигателя (яорисит) — Fmox =
= 0,25х/Я, с учетом того, что после выбора стандартной частоты вращения
двигателя скорость машины несколько увеличится, приближаясь к величине
Kmax = 0,3VH.
235
3.6.2. ОРИЕНТИРОВОЧНЫЙ РАСЧЕТ
МНОГОКАНАТНОЙ ПОДЪЁМНОЙ УСТАНОВКИ
Задание: А, т/г-годовая проектная производительность шахты; Нсп,
м-высота ствола. Требуется: выбрать скипы, канаты, орган навивки,
приводной двигатель, редуктор; определить скорость подъема; рас-
считать расход электрической энергии.
(При МК подъемных установках с приводным шкивом трения особое внима-
ние уделяют вопросу безопасности против скольжения каната,) При выполнении
расчетов условие нескольжения проверяют соответствующими формулами (см.
раздел 2.4; 3.2; 3.3; 3.5.2). Однако, как показывает расчет, при односкиповом
с противовесом МК подъеме, в случае применения прядевых канатов (/ = 0,25),
нескольжение каната гарантируется свыше высоты подъема Н > 450-500 м. МК
подъем, естественно, с успехом может быть применен и при меньших высотах,
однако при этом необходимо будет соответственно увеличить массу применяемо-
го стандартного скипа [см. раздел 2.5, расчетные формулы: (2.90); (2.91); (2.92);
(2.93)].
На основе изложенного, предлагаемую методику ориентировочного расчета
МК подъемной установки (без проверки на скольжение каната) рекомендуют
в условиях: 1. Подъема односкипового с противовесом; 2. Подъемного каната
прядевого (/ = 0,25); 3. Высоты подъема Н > 500 м.
Скипы
Высота подъема, м
Н = + 55
Ориентировочное значение массы (т) груза за один подъем
Q = КГ7-9(0,4х/Я + 1)Л.
Выбираем стандартные скипы (см. табл. 1.3): '
Тип...............................-........................ . ;
Масса znci[, т.................................................
Грузоподъемность по углю Q,....................................
Канаты
Принимаем: в качестве головных канатов использовать прядевые
канаты двойной свивки ГОСТ 7668-80 с маркировочной группой проч-
ности ст — 1568 МПа, а в качестве хвостовых-многопрядные канаты
двойной свивки ГОСТ 3088-80. Число головных канатов = 4, а число
хвостовых канатов-лхв = 3.
Ориентировочная масса 1 м одного головного каната (кг/м)
тж = 1О*-3<2-
Ориентировочная масса 1 м одного хвостового каната (кг/м)
ш„= 1О*-4<2-
Выбираем (см. табл. 1.6 и 1.7)
Канат .... Головной Хвостовой
Тип............. ЛК-РО ЛК-Р
236
Конструкция пряди 6 х 36( 1+7 + 7/7+14) +
+1 о.с.
Масса 1 м, кг/м тк = ...
Диаметр, мм . . dK = ...
Орган навивки
Диаметр приводного шкива трения, мм
18 х 19(1 +6 + 6/6) +
+1 о.с.
т„ = ...
— ...
Рш.т > 100<.
Выбираем многоканатную подъемную машину (см., табл. 1.13):
Тип.................................................>. . . ;
Диаметр канатоведущего шкива ВШ1, м...........................
Количество подъемных канатов иж,............................4
Скорость подъема
Максимальная скорость подъема
Ип«х = 0,3 ,/н, м/с.
Приводной двигатель
Ориентировочные значения мощности (кВт) и частоты вращения
(об/мин) приводного двигателя:
Рориент 4,5Q ^/Т/, ^ориент = ^5 “ .
Выбираем двигатель (см. табл.: 1.18; 1.19; 1.20; 1.21):
Тип...........................................
Напряжение U,....................... . . . .
Мощность Ри, кВт..............................
Частота вращешя п„, об/мин....................
Коэффициент перегрузки к= ....................
Маховой момент ротора CD*„r, Н м2.............
Редуктор
Ориентировочное значение вращающего момента (Н • м2) на тихоход-
ном валу редуктора
(Р 1 GD2 \
7720—- 0,69—11,5.
Вщ.г /
Выбираем подпружиненный редуктор для МК подъемных машин
(см. табл. 1.23):
Тип.......................................................
Наибольший крутящий момент в период разгона М, кН - м.....
Наибольшая частота вращения моторного вала, об/мин........
Передаточное число i =.................................. . 11,5
КПД редуктора r)f =.........................................0,95
237
Расход электрической энергии
Расход электроэнергии (кВт • ч) за 1 цикл подъема /
QH
и/ = ——
цикл 215-
Расход электроэнергии (кВт ч/т) за подъем 1 т массы груза
W
хя, ггцикл
1Т~ Q '
Ориентировочный годовой расход электроэнергии (кВт-ч/т)
и; = Ж1тЛ.
Приведенный ориентировочный расчет односкиповой МК подъемной уста-
новки выполнен из условия постоянства средних численных значений следующих
параметров: коэффициент неравномерности поступления груза к стволу С = 1,5;
число рабочих дней в году N = 300 дн.; продолжительность работы машины
t = 15 час/сут.; предел прочности каната на растяжение а = 1568 МПа; фиктивная
плотность каната у0 = 0,097 МПа/м; запас прочности каната при действии только
концевого груза (без учета веса каната) Zo = 9,5; коэффициент: шахтных сопро-
тивлений К — 1,15; эффективного усилия подъема 4 = 1,25; трения между канатом
и приводным шкивом / = 0,25; передаточное число редуктора I— 11,5; КПД:
редуктора Т); = 0,95; подъемной установки т]уст = 0,6; число канатов: головных
пк = 4; хвостовых им = 3; угол обхвата канатом приводного шкива а = 195° = 3,4
рад; при замедлении предохранительного торможения а = 1,5 м/с2 и коэффи-
циенте колебаний канатов ( = 1,6, динамический коэффициент безопасности
против скольжения каната составляет Рдин = 1,25; допустимое значение коэф-
фициента статических натяжений канатов Кет(доп) = 1,256.
Обоснование использования формулы Кпах = 0,3 у/н м/с см. в разд. 3.6.1.
3.6.3. ОРИЕНТИРОВОЧНЫЙ РАСЧЕТ ВСПОМОГАТЕЛЬНОЙ
КЛЕТЕВОЙ ПОДЪЕМНОЙ УСТАНОВКИ
Задание: сменная производительность шахты <2СМ, т/см; высота ство-
ла Яс™, м; тип и масса вагонетки, шваг, т; масса груза Q, т. Требуется:
выбрать основные элементы одноканатной вспомогательной подъемной
установки-клети, канаты, орган навивки; приводной двигатель, редук-
тор; определить скорость машины.
Клети
Выбираем стандартные клети (см. табл. 1.2):
Тип............................................................
Число этажей...................................................
Масса Шт,, кг..................................................
Клети выбирают по типу вагонетки. Вспомогательный подъем может быть
двухклетевой, или одноклетевой с противовесом. В первом случае применяют,
в основном, одноэтажные клети, а во втором-как одноэтажные, так и двух-
этажные. На практике больше применяют одну двухэтажную клеть с противо-
весом (с целью уменьшения занимаемой клетевым подъемом площади в сечении
ствола шахты).
238
Канаты
Высота подъема, м
Н = Нвп + 12.
Ориентировочное значение массы (кг/м) 1 м подъемного каната
_ твл + mBar + Q
т‘ 200 - Н
Выбираем канат (см. табл. 1.7):
Тип ... ЛК-РО;
Конструкция пряди ... 6 х 36(1 + 7 + 7/7 + 14) + 1 о.с.;
Масса 1 м т¥, кг/м............................................
Диаметр каната </к, мм........................................
При двухклетевом подъеме статическое уравновешение системы примене-
нием хвостового каната становится практически необходимым при высоте подъ-
ема > 450-500 м. а при одноклетевом подъеме с противовесом применение
хвостового каната целесообразно и при меньших высотах (> 150 200 м). Для
хвостового каната принимают равновесный круглопрядный канат типа ЛК-Р по
ГОСТ 3088-80 (см. табл. 1.6).
Орган навивки
Диаметр барабана (мм)
D > 80<.
Выбираем подъемную машину с цилиндрическими барабанами (см.
табл. 1.11):
Типоразмер ...................................................
Барабан:
диаметр D, м........................................... . .
ширина В, м.................................................
При одном подъемном горизонте целесообразно выбрать подъемную маши-
ну с одинарным цилиндрическим барабаном типа ЦР, а при двух и более
подъемную машину с двойным цилиндрическим барабаном типа 2Ц.
Скорость подъема
Ориентировочная максимальная скорость подъема (м/с)
Приводной двигатель
Ориентировочная мощность (кВт) приводного двигателя:
при двухклетевом подъеме
/^орнент 4,652 ,/77;
при одноклетевом подъеме с противовесом
^орнснт “ 2,752777.
239
Ориентировочная частота вращения (об/мин) двигателя
^орнент ОЭ
Выбираем двигатель (см. табл. 1.18; 1.19; 1.20; 1.21):
Тип........................................................
Напряжение U, В............................................
Мощность Р„, кВт...........................................
Частота вращения лн, об/мин................................
Коэффициент перегрузки Хн..................................
Маховой момент ротора G£>^,T, Н м2.........................
Редуктор
Ориентировочный вращающий момент на тихоходном валу ре-
дуктора
(Р GD2 \
7720—- 0,69 —11,5 Нм2.
ин и /
Выбираем редуктор (см. табл. 1.22):
Тип...............................................* . . . .
Передаточное число i= . .............................11,5;
Вращающий момент на тихоходном валу М, Н-м.................
КПД редуктора г)( =........................................
Приведенный ориентировочный расчет вспомогательной клетевой подъем-
ной установки выполнен из- условия постоянства средних численных значений
параметров: запас прочности каната Z = 7,5; коэффициент шахтных сопротивле-
ний К = 1,2; численные значения остальных параметров: С, N, г, а, у0, /, т)|(
Ип»х = 0,3 у/н м/с такие же, что в разделе 3.6.1.
3.6.4. ОРИЕНТИРОВОЧНЫЙ РАСЧЕТ
ПРОХОДЧЕСКОЙ ПОДЪЕМНОЙ УСТАНОВКИ
Задание: Не„, м-глубина проходимого ствола; Sc„, м2-сечение
ствола в проходке; Ь»ее, м/мес-месячное продвигание забоя; уп«р,
т/м3-плотность породы в массиве; NMce, дней/мес-число рабочих дней;
«сут, ч-продолжительность работы проходческой подъемной установки
в сутки. Требуется выбрать основные элементы одноконцевой про-
ходческой подъемной установки: бадьи, канаты, копер, подъемную
машину; определить скорость подъема; рассчитать расход электри-
ческой энергии.
Бадьи
Часовая производительность подъема (т/ч)
G_cz^
се^стаТ пор #
4 М • '
240
Высота подъема (м)
Н = Н„ъ — 28 м + 9 м.
Рациональная величина массы груза за один подъем
3,632/ + 0,25 х//7(граз + ?м»н) - 56 т
0,25 ----—)
\ Уч Ynop(paip)/
Коэффициент резерва подъема или коэффициент неравномерности рабо-
ты машины, согласно существующим нормам проектирования, следует брать
С = 1,5.
При определении высоты подъема в формуле принимаем: 28 м расстояние,
проходимое бадьей со скоростью дотягивания (0,3-0,5 м/с) без направляющих,
от забоя до начала периода нормального ускорения после выхода бадьи из
раструбка натяжного полка: 9 м-средняя высота разгрузки на поверхности.
Время на разгрузку бадьи согласно нормам для однобадьевого подъема [12]
может колебаться в пределах = от 80 до 140 с. При ориентировочных расчетах
в среднем можно принимать = 120 с.
Также переменным является время, затраченное на загрузку бадьи. Согласно
нормам, время, затраченное на загрузку 1 м^ бадьи, может колебаться в пределах
гюг = 37-153 с, а при ориентировочных расчетах в среднем может быть принято
равным 60 с.
Время, затраченное на маневры в нижней части ствола для выполнения
разных операций (выборка напускв каната и прицепка груженой бадьи в забое;
подъем груженой бадьи для успокоения и очистки днища, перемещение с ползучей
скоростью без направляющих, с прохождением через раструбок натяжного
полка), также нормируется, и для однобадьевого подъема оно может составлять
ги1и = 95...205 с. При ориентировочных расчетах можем Допустить tMH = 150 с.
Упор показывает плотность породы в разрыхленном состоянии: в среднем
принимается
Y™p₽a,P=’’85T/Ms.
Формула для определения рациональной величины массы груза за один
подъем (g) выведена' иа основе следующих допущений: график скорости пред-
ставляет равнобокую трапецию при которой величины ускорения и замедления
равны и составляют а, — а3 = 0,75 м/с2; максимальная скорость подъема
^, = 0,2577/м/с.
В вышеприведенном выражении подставляя средние значения параметров:
Гр., = 120 с; tMr = 60 с; = 150 с и = 1,85, получим расчетную формулу
для определения рациональной величины массы груза для однобадьевого подъ-
ема в упрощенном виде
2,363// +67,5 , '77-56
О =----7-------г------т.
Выбираем бадью со следующими техническими данными (табл. 3.7):
Тип...................................................................
Вместимость...........................................................
Масса:
бадьи т6 =......................................................кг;
241
груза Q =............................................кг;
направляющей рамки трам =............................кг;
Наружный диаметр корпуса................................м,
Расстояние между осями направляющих канатов d0 =........м.
Выбор бадьи производится по тоннажу так, чтобы масса груза выбранной
бадьи была больше расчетной.
Если масса груза получается большая и целесообразно ее уменьшить, а также
в тех случаях, когда используется проходческий комплекс и заранее известно
число одновременно работающих бадей, следует расчетное значение часовой
производительности подъема (Q4) разделить на число одновременно работающих
бадей и по последнему определить рациональное значение массы поднимаемого
груза Q.
В соответствии с ГОСТ применяются проходческие бадьи трех типов:
БПН -бадьи проходческие несамоопрокидывающиеся; БПС -бадьи проходческие
самоопрокидывающиеся; БПСМ бадьи проходческие с механизированной раз-
грузкой. Конструктивно они отличаются друг от друга только устройством
приспособления для разгрузки. Основные параметры бадей приведены в табл. 3.7.
После выбора бадьи выбирается подвесное устройство. Для этого необходимо
определить действующую на крюк подвесного устройства статическую нагрузку,
состоящую из масс: бадьи (т6), груза (Q) и направляющей рамки. (щнр). Если же
при подъеме груза в бадье присутствует и вода, заполняющая пустоты горной
массы, то тогда массу груза при расчете следует увеличить в среднем на 20%
и статическая нагрузка (Н) иа крюке подвесного устройства определится вели-
чиной (т6 + 1,2(7 + "’н.р) 17-
Массы направляющих рамок (т„.р) приведены в табл. 3.7, совместно с дру-
гими параметрами бадей.
Техническая характеристика подвесных устройств для проходческих бадей
приведена в табл. 3.8.
Принимаем прицепное устройство (табл. 3.8):
Тип...............................................................;
Статическая нагрузка, кН..........................................;
Диаметр подъемного каната, мм.....................................;
Таблица 3.7. Бадьи проходческие
Типоразмер Вмести- мость бадьи, м3 Масса, т Наружный диаметр корпуса, м Расстояние между осями направляющих канатов, м
бадьи груза направ- ляющей рамки
БПСМ-0,75 0,75 0,32 1,5 0,35 0,95 1,35
БПС-1 1,0 0,4 2,0 0,377 1.15 1,35
БПСМ-1,5 1,5 0,65 3,0 0,545 1,3 1,5
БПС-2 2,0 0,77 4,0 0,55 1,4 1,65
БПС-2,5 2,5 0,92 5,0 0,76 1,6 1.83
БПС-3 3,0 1,05 6,0 0,76 1,6 1.83
БПСМ-3,5 3,5 1,5 7,0 0,76 1,7 1,83
БПС-4 4,0 1,55 8,0 1.0 1,6 1,83
БПСМ-4,5 4,5 1,7 9,0 1,0 1,7 2.05
БПС-5 5,0 1,7 10,0 1,0 2,05 2.3
БПС-6,5 6,5 2,05 11,5 1,06 2,05 2,3
242
Таблица 3.8. Подвесные устройства для проходческих бадей
Типоразмер Статическая нагрузка, кН Диаметр подъемного каната, мм Длина прицепного устройства, мм Масса. Ki
УПП-2,8 27,47 18-36 790 92
УПП-5 49,05 23 35 970 118
УПП-5 49,05' 20 35 970 118
УПП-8 78,48 37 1120 165
УПП-8 78,48 34 38 1120 165
УПЗ-4-20 39,24 20 1045 97
УПЗ-5-22 49,05 22 1165 131
УПЗ-5-25 49,05 25 1165 133
УПЗ-8-25 78,48 25 1165 148
УПЗ-8-27 78,48 27 1165 148
УПЗ-8-30 78,48 30 1270 165
У ПЗ-11-33 107,91 33 1360 185
У ПЗ-11-36 107,91 36 1360 240
У ПЗ-15-36 147,15 36 1465 225
УПЗ-15-38 147,15 38 1465 225
Длина прицепного устройства, мм...........................................;
Масса Шпр.уст, кг.........................................................;
Масса концевого груза (кг)
т0 = т6 + 1,2g + и«.р + тпр. уст •
Максимальная длина отвеса каната
Яо = Яст. + Я,
Ориентировочная величина массы 1 м подъемного каната (кг/м) при
глубине подъема: Я < 600 м
т0
ОТ, —-----
о
~^~М>
Уо^
Я > 600 м
Уо^о
т,, = ,по--,
о
Высоту копра (Як) принимают в соответствии с выбранным типоразмером
согласно табл. 3.9.
В проходческих подъемных машинах (Табл. 3.10) рекомендуется применение
прядевых канатов двойной свивки типа ЛК-РО (см. табл. 1.7), с коэффициентом
фиктивной плотности каната у0 = 0,097 МПа/м (при ориентировочных расчетах
в среднем можно принимать у0 = 0,1 МПа/м). При выборе канатов следует
ориентироваться на <т= 1600, 1700 МПа. Подробно о значениях параметров а,
у0, а также методике расчета канатов с постоянным (в случае Я 600 м)
и переменным (в случае Н > 600 м) запасом прочности см. п. 3.5.1. Нормы
коэффициентов запаса прочности каната приведены в табл. 2.1 и при выполнении
243
Таблица 3.9. Копры проходческие
Типоразмер Стволы Высота, м
глубиной до, м диаметром до, м копра до оси шкива разгрузочной площадки
I 500 6j5 22,0 9,0
II 800 7,5 23,5 9,0
III / 1000 9,0 26,5 9,0
расчетов принимаются: для одноканатного грузового подъема Z = 6,5; для
одноканатного грузе-людского подъема Z = 7,5; для многоканатного подъема-
Zo = 8,5 и Zo = 10, соответственно.
По расчетному значению т, из каталогов выбирается наиболее близкий
стандартный канат с равной или большей массой.
Выбираем канат (табл. 1.7) со следующими техническими данными:
ГОСТ ..........................................................;
Тип.............................................................;
Масса 1 м шк, кг/м................................................
Диаметр <4, мм....................................................
Суммарное разрывное усилие всех проволок в канате <2pasp, Н . . . .
Необходимый диаметр барабана, мм
D > 8О<4
Максимальное статическое натяжение каната, Н
= Ю[zn0 + (К - 1)6 + шхЯ0], Н.
Максимальная разность статических натяжений канатов, Н (при
одноконцевом подъеме она равняется максимальному статическому
натяжению)
Тт„ = Sm„ = 10 [ж0 4- (К - 1)6 + т,Я0]
Ориентировочное значение максимальной скорости подъема, м/с
Кпах(ориент) = 0,25 -у/Я,
Коэффициент шахтных сопротивлений берется равным К = 1,2.
По расчетным значениям D, Sm, Ттах, Гтах(ораеат> и d, выбирается передвиж-
ная проходческая подъемная машина.
Приведенные в табл. 3.10 подъемные машины ППМ-2 х 1,5 АЦ, и МПП-6,3
отличаются друг от друга лишь габаритами и массами. Общая масса машины
составляет: в первом случае 69 т, а во втором случае 63,2 т, а масса наибольшего
транспортируемого блока-31 т и 44,5 т, соответственно. В машинах ППМ-2 х 1,5
АЦ, МПП-6,3, ППМ-2,5 х 2А и МПП-9 принята схема одноконцевого подъема со
сходом каната с нижней части органа навивки. Машина МПП-17,5 предназначена
для эксплуатации как в режиме одноконцевого подъема со сходом каната
с нижней части футерованного деревом органа навивки, так и в режиме много-
канатного подъема с двумя канатами. Поэтому при проходке и армировке ствола
244
Число пере- дачи
ж
s' O-i й
Частота враще- ния, об/мин
ощ- сть, Вт
1 28“
u Ж ю
El S* ж
1
Вме- сти- £ ® Г -яи о зж
2»о
л «
Гл> бин подъ ема, м
Дна- метр кана- та, мм
И м/с
<3 с
а ю Ши- рина, м
&
(2 Диа метр м
Стати- ческое натяже- ние кана- та, кН
&
2 8
С. о и
Ж ь-
245
передвижная подъемная машина МПП-17,5 эксплуатируется в режиме одно-
концевого подъема, а в период проведения горизонтальных горных выработок
переоборудуется в двухканатную подъемную машину со шкивом трения и исполь-
зуется для двухклетевого или одноклетевого подъема с противовесом. В таком
случае, благодаря уравновешенности подъемной установки разность статических
натяжений уменьшается и, отпадает необходимость в одном редукторном блоке
и в одном блоке управления [12].
Для проходческого подъема, естественно, можно применить и предназначен-
ные для стационарного подъема машины типа Ц, ЦР и 2Ц, приведенные
в табл. 1.10 и 1.11. Однако применение передвижных проходческих подъемных
машин позволяет значительно сократить строительно-монтажные работы и,
соответственно, время проходки или реконструкции стволов. В случае при-
менения стационарных подъемных машин расчет смотри в разделах 3.5.1, 3.6.1.
Если при проходке ствола приток воды в забое отсутствует, то в таком случае
в приведенных выше формулах для определения статической нагрузки на крюк
подвесного устройства бадьи (или общей массы концевого груза <20) перед массой
поднимаемого груза Q коэффициент 1,2 не требуется.
Выбираем проходческую передвижную подъемную машину со сле-
дующей технической характеристикой (табл. 3.10):
Тип..........................................................;
Барабан:
диаметр D, м.................................................
ширина В, м.............................. ...................
Глубина подъема, м ............................................
Скорость Подъема 1/пах, м/с....................................
Мощность приводного двигателя Рн, кВт..........................
Частота вращения двигателя пи, об/мин..........................
Фактическое значение продолжительности цикла подъема, с........
Т
ЦФ
2Н - 56
__ 4" 5,8 Ггпах 4“ Баг^б "Г 1раз + 7ман
птах
В формуле показывает объем (мЛ) выбранной бадьи, а ГпМ -макси-
мальную скорость подъема выбранной подъемной машины (м/с). Подставляя
средние значения параметров гзаг = 60 с, 120 с и гман — 150 с, расчетная
формула для определения фактической продолжительности цикла (с) подъема
примет вид
2Н- 56
Т = -----+ 5,8 Г,„ах + 601Гб + 270.
птах
Фактическое значение часовой производительности подъема, т/ч
бчф
3600
Т
ЦФ
е-
Фактическое значение коэффициента резерва подъема
> 1,5.
246
Расход электрической энергии:
на 1 т массы груза, кВт • ч
W1T = 1-12 0.0046Н кВт ч.
за год, кВт ч/г
= И4Т* 121<мсс $ств Упор-
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Дворников В. И. О методике расчета и рациональных параметрах шахт-
ных, подъемных установок//Уголь Украины. 1983. №9. С. 33-35.
2. Дворников В. И. Унифицированные подъемные комплексы-шахтам бу-
дущего//Уголь. 1984. № 10. С. 32-35.
3. Димашко А. Д., Гершиков И. Я., Кревневич А. А. Шахтные электрические
лебедки и подъемные машины. Справочник. М„ Недра, 1973. 364 с.
4. Канаты стальные; сортамент/Государственный комитет СССР по стан-
дартам, М., 1987.1 175 с.
5. Методика выбора оптимальных параметров многоканатных шахтных
подъемных установок применительно к «САПР-уголь»/Днепропетровск, Инсти-
тут геотехнической механики АН УССР, 1981. 21 с.
6. Методические указания по проектированию шахтных подъемных уста-i
иовок/Сост. Н. И. Яцеико, С. С. Урвачев. Донецк: ДПИ, 1982. 40 с.
7. Методические указания к расчету тормозного момента и проверочному
расчету на нескольжение канатов в режимах предохранительного торможения
подъемных машин со шкивом треиия/Донецк, Всесоюзный научно-исследова-
тельский институт горной техники им. М. М. Федорова МУП СССР, 1982. 84 с.
8. Общесоюзные нормы технологического проектирования шахтиых подъем-
ных установок. ОНТП 5-86/Минуглепром СССР. М., 1986, 27 с. Изменения 1987,
19 с.
9. Песвианидзе А. В. Основы расчета канатов миогоканатной подъемной
машины со шкивом трения: Учеб, пособие. Тбилиси: ГПИ им. В. И. Ленина, 1982,
56 с. Груз.
10. Песвианидзе А. В. Расчет шахтиых подъемных установок: Учеб, пособие.
Тбилиси: ГПИ им. В. И. Ленина, 1985. 88 с. Груз.
11. Правим безопасности в угольных и сланцевых шахтах. М., Недра, 1986.
447 с.
12. Справочник инженера-шахтостроителя. В 2-х т./ Под общей редакцией
В. В. Белого. М.: Недра, 1983. Т 1. 439 с.
13. Шаповалов Н. И., Дворников В. И. К вопросу о параметрической опти-
мизации миогоканатных подъемных установок//Уголь. 1985. № 11. С. 7-8.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие....................................................... 3
Глава 1. Общие сведения дли расчета шахтных подъемных установок . . 4
1.1. Подъемные сосуды.........................................
1.2. Выбор сосуда. Определение ориентировочной максимальной ско-
рости подъема.................................................
1.З. . Канаты.................................................
1.4. Органы навивки.......... ................................
1.5. Расположение подъемной машины относительно ствола шахты . .
1.6. Приводной двигатель и редуктор...........................
1.7. Приведенная масса........................................
1.8. Расчет графика скорости..................................
1.9. Расчет движущих усилий...................................
1.10. Эффективная мощность подъема............................
1.11. Расход электрической энергии и кпд подъемной установки ....
1.12. Расчет пусковых характеристик и выбор сопротивлений реостата
Глава 2. Основы теории расчета канатов для многоканатных подъемных
машин с канатоведущим шкивом трения . .'..................
2.1. Некоторые сведения, связанные с расчетом канатов..........
2.2. Запас прочности каната....................................
2.3. Удельное давление каната на футеровку канатоведущего шкива . .
2.4. Условия нескольжения каната по канатоведущему шкиву . . . .
2.5. Область применения многоканатных подъемных установок . . < .
2.6. Расчет тормозного усилия предохранительного торможения . . .
2.7. Определение числа подъемных канатов.......................
8
24
56
67
76
85
87
96
102
105
106
118
118
121
130
137
149
159
160
Глава 3. Примеры расчета шахтных подъемных установок............ 164
3.1. Расчет двухскиповой подъемной установки с цилиндрическими ба-
рабанами ....................................................... 164
3.2. Расчет односкиповой многоканатной подъемной установки с про-
тивовесом '..................................................... 186
3.3. Выбор многоканатной подъемной установки для неглубокого
подъема......................:.................................. 207
3.4. Вспомогательный одноклетевой подъем с противовесом......... 210
3.5. Примеры выбора подъемных установок по сокращенному расчету 219
3.5.1. Сокращенный расчет одноканатной скиповой подъемной
установки................................................. 220
3.5.2. Сокращенный расчет многоканатной подъемной установки 727
249
3.6. Примеры выбора подъемных установок по ориентировочному
расчету....................................................... 233
3.6.1. Ориентировочный расчет одноканатной скиповой подъем-
ной установки........................................... 233
3.6.2. Ориентировочный расчет многоканатной подъемной уста-
новки ................................................... 236
3.6.3. Ориентировочный расчет вспомогательной клетевой подъ-
емной установки.......................................... 238
3.6.4. Ориентировочный расчет проходческой подъемной уста-
новки ................................................... 240
Список литературы.............................................. 248
Песвианидзе А. В.
II 28 Расчет шахтных подъемных установок: Учеб, пособие
для вузов.-М.: Недра, 1992.-250 с.: ил.
ISBN 5-247-01840-0
Приведены справочные материалы, необходимые для проектирования
шахтных подъемных установок вертикального подъема. Рассмотренны
примеры по выбору и расчету одноканатных и многоканатных подьемных
установок. Большое внимание уделено многоканатному подъему, как
наиболее эффективному виду вертикального транспорта. Дана теория
расчета канатов для многоканатного подъема и определена его опти-
мальная скорость.
Для студентов горных специальностей вузов.
2502010500167 !
П--------------- 114 91
043(01) 92
ББК 39.9
УЧЕБНОЕ ИЗДАНИЕ
Песвианидзе Анзор Викторович
РАСЧЕТ ШАХТНЫХ ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК
Заведующий редакцией Е. Г. Вороновская
Редактор издательства Н. К. Дворникова
Технический редактор Л. А. Мурашова
Корректор И. Н. Тарапева
ИБ 8536
Сдано в набор 19.12.90. Подписано в печать 24.06.91. Формат 60x90/16. Бумага офсетная.
Гарнитура Таймс. Печать офсетная. Усл. печ. л. 16,0. Усл. кр.-отт. 16,25. Уч.-изд. л. 16,26.
Тираж 4200 экз. Заказ № 456/2465—1.
Ордена ,/Знак Почета” издательство „Недра”
125047, Москва, Тверская застава, 3
Набрано в Можайском полиграфкомбинате В/О „Совэкспорткнига”
г. Можайск, ул. Мира, 93
Отпечатано в Московской типографии №6 Министерства печати и информации РФ
109088, Москва, Южнопортовая ул., 24
ВНИМАНИЕ!
МОСКОВСКИЙ ГОРНЫЙ ИНСТИТУТ
объявляет прием
студентов по специальностям:
маркшейдерское дело;
подземная разработка месторождений полезных ископаемых; .
обогащение полезных ископаемых
шахтное и подземное строительство;
открытые работы;
физические процессы горного производства;
экономика и управление в отраслях горной промышленности и
геологии;
горные машины и оборудование;
электропривод и автоматизация промышленных установок и тех-
нологических комплексов;
электроснабжение горных предприятий;
технология машиностроения;
автоматика и управление в технических системах;
автоматизированные системы обработки информации и управ-
ления;
системы автоматизированного проектирования;
организация производства (вечерняя форма обучения на базе
среднего специального образования)
При институте работают платные вечерние и заочные подго-
товительные курсы, подготовительное отделение с дневной и ве-
черней формами обучения.
Дополнительные справки можно получить в приемной ко-
миссии.
Правила приема в МГИ-общие для всех технических вузов.
АДРЕС: 117049, Москва, Ленинский проспект, д. 6
Тел. 236 95 10
ВНИМАНИЮ СПЕЦИАЛИСТОВ!
МОСКОВСКИЙ ГОРНЫЙ ИНСТИТУТ
предлагает
СИЛОВЫЕ ЦИЛИНДРЫ
Используют в машиностроении для приведения в
движение исполнительных механизмов проходческих,
очистных и строительных машин в тяжелых условиях
эксплуатации.
Отличаются конструктивной и технологической
простотой, несложностью сборки, надежностью в экс-
плуатации.
ПРЕДЛАГАЮТСЯ:
1. Передача небольших партий готовых образцов с
гарантией работы в течение 3-х лет.
2. Передача технической документации.
РАЗРАБОТЧИК кафедра горных машин и оборудования.
Тел. 236 94 43
АВТОРЫ: Леонид Иванович Кантович,
Сергей Михайлович Григорьев.
ВНИМАНИЮ СПЕЦИАЛИСТОВ!
МОСКОВСКИЙ ГОРНЫЙ ИНСТИТУТ
предлагает
УСТАНОВКУ ГИДРОСТАТИЧЕСКОГО
ПОДЪЕМА ПОЛЕЗНОГО ИСКОПАЕМОГО
Предназначена для непрерывной выдачи полезного
ископаемого на поверхность в сухом виде по герме-
тичным скважинам, затопленным легко испаряющи-
мися тяжелыми жидкостями с заданными реологи-
ческими, термодинамическими и санитарно-гигиени-
ческими свойствами.
Используемая жидкая среда полностью регенери-
руется в цикле компрессорной холодильной машины
с попутным кондиционированием рудничной ат-
мосферы.
Производительность по подъему для скважин ди-
аметром 300-500 мм составляет 200-300 т/ч.
ПРЕДЛАГАЮТСЯ:
Консультации по использованию разработки.
РАЗРАБОТЧИК кафедра технологии, механизации и организации
подземной разработки угля.
Тел. 236 94 66
АВТОРЫ: Иван Иванович Шаровар,
Александр Симховнч Бродт.
ВНИМАНИЮ СПЕЦИАЛИСТОВ!
МОСКОВСКИЙ ГОРНЫЙ ИНСТИТУТ
предлагает
АНКЕРНОЕ УСТРОЙСТВО
ДЛЯ БУРОВЫХ ШАРОШЕЧНЫХ СТАНКОВ
Используют для закрепления станков шарошечного бурения
и другого оборудования к массиву горных пород.
Технические характеристики:
Диаметр корпуса...................................... 100-400 мм
Максимальная глубина заложения.......................1,5-3,0 м
Максимальная внешняя нагрузка...................... 150-1000 кН
Длина корпуса........................................ 1600-2800 мм
Масса анкерного устройства . . .................... 160-180 кг
Ориентировочная стоимость......................... . 800-2000 руб.
Обеспечивает возможность наклонного бурения взрывных
скважин и повышает производительность станков шарошечного
бурения на 30-50 %.
ПРЕДЛАГАЮТСЯ:
1. Консультации. •
2. Передача документации по договору.
3. Авторский надзор.
РАЗРАБОТЧИК-кафедры теоретической н прикладной механики и горных машин
и Оборудования.
Тел. 236-94-43
АВТОРЫ: Владимир Николаевич Дмитриев,
Леонид Иванович Кантовнч.