Я. В. БРОВМАН

НАДШАХТНЫЕ КОПРЫ

(Проектирование, расчет и конструкция)

Допущено Министерством высшего
и среднего специального образования СССР
в качестве учебного пособия
для студентов горных вузов и факультетов

ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
ЛИТЕРАТУРЫ ПО ГОРНОМУ ДЕЛУ

1961
АННОТАЦИЯ

В книге обобщен и систематизирован современный
опыт проектирования и монтажа надшахтных копров.

Дана характеристика элементов подъемной установки
и связь копра с ними, а также классификация копров по
видам материала, системам, количеству и расположению
подъемных машин.

Рассмотрены нагрузки, действующие на копер, дана
схема его проектирования, а также методы и примеры рас-
чета металлических и железобетонных копров и башен-
ного типа копробункеров.

Рассмотрены вопросы проектирования и расчета вспо-
могательных частей копра. Освещены современные способы
монтажа металлических и возведения железобетонных
копров; особенности расчета и конструирования проход-
ческих копров.

Книга является учебным пособием для студентов гор-
ных вузов и факультетов, а также может быть полезной
для инженерно-технических работников горнорудной про-
мышленности, занимающихся проектированием надшахт-
ных копров.
ВВЕДЕНИЕ

/Надшахтный копер является одним из наиболее характерных
сооружений на поверхности шахты как в части конструкции, так
и расчета его прочности. Являясь неотъемлемой частью подъемной
установки, надшахтные копры тесно связаны со всей работой шах-
ты, поэтому для изучения их роли и работы необходимо ознако-
миться с техникой выдачи горной массы на поверхность.

Развитие подъема ископаемого начинается с ручного и конного
воротов, при которых разработка полезных ископаемых произво-
дилась на небольшой глубине, груз поднимался в бадьях неболь-
шой емкости, скорость подъема была очень мала. Изобретение па-
ровой машины дало огромный толчок развитию горного дела, от-
крыв большие возможности в части увеличения глубины шахты,-
веса поднимаемого груза и скорости подъема.

Точка схода подъемного каната движется вдоль барабана, что
вызывает значительное колебание при подъеме-спуске подъемного
сосуда. С переходом к подъемной машине со значительной скоро-
стью вращения органа навивки возникает необходимость в строго
вертикальном движений подъемного сосуда по стволу; кроме того,
для удобства откатки на поверхности груз должен быть поднят на
некоторую высоту от устья ствола. Все это достигается введением
в систему подъема направляющих шкивов, расположенных на необ-
ходимой высоте и фиксирующих точку схода канатов. Таким обра-
зом, шахтная подъемная установка состоит из подъемной машины,
канатов, направляющих шкивов с конструкцией, поддерживающей
их, и подъемных сосудов. Натяжение канатов активными силами
поднимаемого груза и подъемной силой машины передается через
направляющие шкивы на поддерживающую их конструкцию, назы-
ваемую надшахтным копром. Основная роль надшахтных копров
состоит в том, что они поддерживают направляющие шкивы, вос-
принимая действующие на них силы.

Глава I

КОНСТРУКЦИЯ и РАСЧЕТ НАДШАХТНЫХ КОПРОВ

§ 1. Элементы шахтной подъемной установки

Схема работы подъемной установки

Шахтная подъемная установка выполняет следующие основные
функции: подъем полезного ископаемого и породы из шахты, спуск
и подъем людей, оборудования и материалов. Для бесперебойной
работы подъемной установки вагонетки с углем или породой при-
бывают к стволу составами, затем вагонетки вкатываются в подъем-
ный сосуд-клеть и поднимаются на поверхность, где разгружаются
и вновь закатываются в клеть для спуска в шахту. Для устранения
операций по откатке вагонеток на поверхности к месту разгрузки
и обратно в клеть последняя часто устраивается опрокидной, т. е.
при выходе на поверхность клеть опрокидывается и вагонетка раз-
гружается в бункер, не выкатываясь из клети. Для полного исклю-
чения подъема по стволу вагонеток последние разгружаются в око-
лоствольном дворе в загрузочное устройство, из которого ископае-
мое поднимается на поверхность в специальных подъемных сосудах
скипах. На поверхности ископаемое транспортируется на обога-
тительную фабрику, в железнодорожные вагоны, в бункера или
аварийный склад.

Стволы шахты, по которым поднимаются подъемные сосуды,
могут быть вертикальными или наклонными. При вертикальном
стволе подъемный сосуд полностью висит на канате, вызывая в нем
натяжение, равное весу самого каната, сосуда, плюс—минус со-
противление движения сосудов в проводниках и натяжение от уско-
рения или замедления подъема. Во избежание поперечных колеба-
ний подъемного сосуда он снабжается лапами, которые скользят
по направляющим проводникам (рис. 1). Последние бывают боль-
шей частью рельсовые, а иногда деревянные или канатные. Первые
два типа проводников крепятся к горизонтальным балкам (рас-
стрелам) ;~канатные проводники крепятся непосредственно к копру
и не требуют расстрелов. Канатные проводники чаще применя-
ются при проходке вертикальных стволов.

Рис. 1. Размещение направляющих проводников
в вертикальном стволе

В наклонных стволах подъемный сосуд перемещается по
рельсовому пути, при этом натяжение S в канате определяется
по формуле

5 = Р sin а ± Т ± р,
где Р — вес подъемного сосуда с грузом;

а — угол наклона ствола;

Т — сопротивление движению;

р — дополнительное натяжение от ускорения или замедле-
ния движения.

Подъемные сосуды

Подъем ископаемого производится бадьями, обыкновенными
и опрокидными клетями, скипами и вагонетками.

Бадьи (рис. 2) употребляются исключительно при про-
ходке вертикальных стволов.

Обыкновенные клети (рис. 3) бывают одно-, двух-,
трех- и четырехэтажные, с размещением в каждом этаже от од-
ной до четырех вагонеток. На уровне верхней приемной пло-
6
щадки клети устанавливаются на посадочные кулаки, обеспечи-
вающие постоянство уровня остановки клети. Подкулачные
балки крепятся к копру, которому передают ударную нагрузку
во время посадки клети.

Опрокидные клети (рис. 4) отличаются от обыкно-

венных тем, что по выходе
к приемной площадке клеть
вместе с закрепленной в ней
вагонеткой опрокидывается на
угол 135° и содержимое ваго-
нетки высыпается в бункер.
Опрокидная клеть имеет ра-
му, которая подвешена к подъ-

Рис. 2. Унифицированная опро- Рис. 3. Обыкновенная двух-
кидная бадья	этажная клеть

емкому канату и двигается по жестким направляющим проврд-
никам. Для опрокидывания клети на боковых ее стенках име-
ются ролики, которые на уровне опрокидывания входят в спе-
циальные кривые направляющие, заставляя клеть опрокинуться
на 135°. Кривые направляющие, прикрепленные к копру, пере-
дают ему нагрузки, возникающие при опрокидывании клети.

Скипы (рис. 5) отличаются от клетей тем, что в них иско-
паемое поднимается без вагонеток. Скипы снижают вес подни-
маемого мертвого груза. Для разгрузки скипов служат кривые
направляющие, в которые входят ролики, расположенные на
скипе. Эти кривые крепятся к копру, передавая ему нагрузку от
давления роликов.

Рцс, 5, Скип с донной разгрузкой
Подъем вагонетками употребляется в стволах с углом паде-
ния не более 20—25°; при большем угле падения ствола подъем
осуществляется скипами (рис. 6), снабженными колесами. При
выходе из наклонного ствола подъемный сстсуд продолжает дви-

Рис. 6. Скип для наклонного ствола

гаться до места разгрузки по наклонной эстакаде, имеющей
разгрузочные кривые. В этом случае копер устанавливается
обычно в конце эстакады.

Подъемные канаты и направляющие шкивы

В подъемных установках употребляются исключительно
стальные канаты, изготовляемые из высококачественной прово-
локи диаметром 0,8—3,0 мм, имеющей расчетный предел проч-
ности при растяжении до 200 кг)мм2. Подбор диаметра каната
должен производиться из условия обеспечения запаса прочности
не ниже (§ 346 ПБ):

9-кратного — для подъемных установок, служащих исключи-
тельно для спуска и подъема людей;

7,5-кратного — для грузо-людских подъемных установок;

6,5-кратного — для подъемных установок, служащих исклю-
чительно для спуска и подъема груза;

6-кратного — для аварийных подъемных установок;

8-кратного — для подъемных установок со шкивами трения
(людских, грузо-людских и грузовых);

3-кратного — от динамической нагрузки для тормозных ка-
натов парашютов типа ПТК;

6-кратного—для подвески проходческих полков, насосов
и труб водоотлива;

5-кратного — для подвески в стволе труб вентиляции и сжа-
того воздуха, кабелей, направляющих канатов.

Направляющие шкивы на копре служат для сохранения по-
стоянной точки схода каната в ствол и обеспечения верти-
кальности подъема сосуда. Отношение минимального диаметра
IC

направляющего шкива к диаметру подъемного каната должно
быть (§ 375 ПБ) не менее:

120 — для подъемных машин со шкивом трения;

80 — для подъемных установок на поверхности;

20 — для проходческих подъемных машин, грузовых лебедок,
предназначенных для подвески полков, насосов и трубопро-
водов.

Направляющие шкивы диаметром до 1,5 м для подвески обо-
рудования и труб при проходке стволов отливаются из чугуна.
Направляющие шкивы диаметром 2,5, 3 и редко 4 м изготовля-
ются велосипедного типа из чугуна со спицами из круглой ста-
ли (рис. 7, а); шкивы больших диаметров имеют штампован-
ный обод (рис. 7,6), спицы из швеллерной балки и литую сту-
пицу. Основные размеры направляющих шкивов приведены
в табл. L

Таблица 1

Подъемный канат		Отновные размеры, мм (см. рис. 7)								Вес шки- ва*. кг
Диа- метр, мм	раз- рывное усилие, т	D	d	1х	1  h 1 h	Ц	1.	1.	с	

Шкивы велосипедного типа

31,0	57,2	2670	120	340	800	1100	120	420	300	180	2300
31—37	57,0	3150	140	400	950	1200	150	560	250	280	2 263
	92,8										
37	92,8	4190	140	450	1030	1280	150	580	250	280	3 951
43,5	126,0	4190	160	450	1030	1290	150	560	260	310	3 976
47,5	152,0	4190	170	450	1030	1320	180	640	290	310	4 119

Шкивы со штампованным ободом

37	92,8	4240	180	450	1030	1400	150	560	370	250	5 544
43,5	126,0	4240	200	450	1030	1400	150	560	370	250	5 684
47,5	152,0	4240	240	450	1030	1460	180	640	430	270	6 151
43,5	126,0	5240	200	500	1030	1400	150	580	370	250	7710
52,0	181,0	5240	240	500	1030	1460	180	640	430	270	8 199=
52,0	181,0	6280	240	600	1160	1590	180	640	430	270	10 363
60	246,0	6280	260	600	1160	1625	180	700	450	340	10 694

* Вес указан по данным завода-изготовителя.

Подъемные машины

По типу органа навивки различают подъемные машины с ци-
линдрическими барабанами, с барабанами переменного радиуса
навивки и со шкивом трения.

Подъемные машины с цилиндрическими барабанами приме-
няются наиболее часто. Они выпускаются с двумя отдельными
барабанами или одним общим барабаном для обоих канатов.
При цилиндрических барабанах радиус навивки каната постоя-
12
нен; направляющие при этом наиболее
удобно располагать на копре рядом,
этим достигается минимальный угол
отклонения каната от плоскости на-
правляющего шкива; угол отклонения
(девиация) не должен превышать
1°30' (§ 328 ПБ).

Подъемные машины с барабанами
переменного радиуса применяются на
глубоких шахтах. При этих машинах
радиус навивки каната и угол отклоне-
ния в течение одного цикла подъема
меняются. В этом случае направляю-
щие шкивы также располагаются
рядом.

При подъемной машине со шкивом
трения направляющие шкивы обычно
устанавливаются на копре, в одной
вертикальной плоскости со шкивом
подъемной машины.

Многоканатные подъемные установки
предусматривают навеску подъемного
сосуда на нескольких канатах, что по-
зволяет уменьшать их диаметр, а следо-
вательно, и диаметр органа навивки.
Работая по принципу машин со шкивом
трения, многоканатиая машина снабже-
на барабаном с отдельными желобами
для каждого каната. Многоканатная ма-
шина располагается на копре, поэтому
нет необходимости в направляющих
шкивах.

Станок копра

Уровень, на котором производится
разгрузка подъемных сосудов, называет-
ся приемной площадкой, которая может
располагаться от устья ствола от 8 до
25 м и более. Подъемный сосуд по выхо-
де из ствола продолжает подниматься
до уровня приемной площадки по таким
же направляющим проводникам, по ко-
торым он двигался в стволе. Для креп-
ления этих проводников на поверхно-
сти служит пространственная прямо-
угольная конструкция, называемая
станком. Кроме направляющих про-

Рис. 8. Подъемная уста-
новка, оборудованная па-
рашютами типа ПТК :

1 — подвесное устройство;
2 — ловитель; 3—направляю-
щие муфты; 4 — натяжное
устройство; 5 — амортизатор;
6—тормозные канаты; 7—
соединительные муфты
водников, к станку крепятся разгрузочные кривые скипов или
посадочные кулаки. Станок является неотъемлемой частью коп-
ра и часто входит в его статическую схему, воспринимая на се-
бя не только нагрузки от давления на направляющие провод-
ники, рагрузочные кривые и удары при посадке клети на кула-
ки, но и нагрузки от натяжения подъемных канатов.

Шахтные парашюты

При обрыве подъемного каната для улавливания и полной оста-
новки подъемного сосуда предусматриваются парашютные устрой-
ства. На угольных шахтах, наибольшее распространение получили
парашюты типа ПТК, которые применяются при движении клети
по рельсовым или канатным проводникам. Парашютное устройство
ПТК (рис. 8) снабжено клиновыми захватами и направляющими
муфтами, двигающимися по тормозным канатам, которые подвешены
к копру через амортизаторы, а в зумпфе ствола закреплены натяж-
ным устройством. При обрыве подъемного каната пружина ловителя
расправляется и при помощи штока и системы рычагов задвигает
клинья в муфты и зажимает тормозные канаты. Благодаря упруго-
сти тормозных канатов и креплению их к копру через амортизато-
ры клеть плавно затормаживается. В этом случае на копер действует
постоянная нагрузка от веса тормозных канатов и их натя-
жения, а также временная нагрузка от тормозных усилий при тор-
можении падающей клети. Техническая характеристика парашют-
ных устройств типа ПТК приведена в табл. 2.

Таблица 2

Тип клети	Вес клети, кг	Диаметр тор- мозного каната, мм	Расстояние между осями тормозных канатов, мм	Ловитель			Расчетная нагрузка, кг
				длина, мм	шири- на, мм	вес, кг	
Одноэтажная клеть на одну вагонетку емкостью:  1 т		2000	25	1150	1250	278	347	13 800
2 т		3773	34	1530	1650	282	680	23 600
3 т		5770	40	1650	1800	364	1041	38 600
Двухэтажная клеть на одну вагонетку емкостью:  1 т		4000	34	1150	1270	282	581	26 000
2 т		6000	40	1530	1680	364	1000	38 600
3 т		7030	43,5	1650	1810	364	1182	51 000
Опрокидная клеть на одну ва- гонетку емкостью:  1 т		4660	34	1340	1460	282	600	26 000
2 т		7215	40	1760	1910	364	1050	38 600
3 т		8700	43,5	1885	2045	364	1200	51 000
§ 2.	Классификация копров

Копры различают по роду материалов, а также по количеству и
расположению подъемных машин.

Копры бывают деревянные, металлические, железобетонные и
смешанные. Выбор того или иного материала обусловливается высо-
той копра, весом поднимаемого груза (нагрузкой), сроком
службы копра и местными условиями в отношении приобретения
и обработки материала. Решающее влияние на выбор материала
копра имеет его стоимость.

Деревянные копры отличаются простотой изготов-
ления и незначительным сроком их возведения. Однако они недол-
говечны, неогнестойки и применимы только при небольших нагруз-
ках. Деревянные копры могут быть рекомендованы только для
проходки неглубоких стволов или шурфов небольшого диаметра и
только в лесных районах.

Металлические копры получили большое распро-
странение благодаря большому сроку службы (до 35—40 лет),
огнестойкости и высокой прочности. Металлические копры могут
применяться при любой глубине шахты и максимальных нагруз-
ках, причем размеры сечений элементов копра незначительны и не
мешают работе у ствола.

К недостаткам металлических копров относится их подвержен-
ность коррозии. Для предупреждения коррозии требуются допол-
нительные затраты на периодическую окраску копра через каждые
4—5 лет.

Железобетонные копры также обладают значи-
тельным сроком службы (до 50 лет), не требуют дополнительных
затрат на их содержание, хорошо сопротивляются динамическому
действию нагрузки, поглощая удары своей значительной массойг
а также обладают большой устойчивостью. Последнее свойство же-
лезобетонных копров позволяет в некоторых случаях отказываться
от укосин.

При коробчатом станке железобетонные копры обладают герме-
тичностью, что очень важно на вентиляционных стволах.

Однако железобетонные копры имеют большой вес и требуют
много времени (до 8 месяцев) для их возведения.

Железобетонные копры рациональны в тех случаях, когда к
копру с двух противоположных сторон примыкают железобетонные
бункера (при этом не требуется укосина), а также при расположе-
нии подъемных машин непосредственно на копре. В первом слу-
чае копер называют копробункером, а во втором — башенным.

Смешанные копры имеют железобетонный станок и
стальную укосину. Эти копры совмещают преимущества металли-
ческих и железобетонных копров.

Конкурирующими материалами для копров являются сталь и
железобетон. Металлические копры по сравнению с железобетон-
ными имеют следующие преимущества:
благодаря сравнительно легкому весу стойки станка могут опи-
раться на крепь устья ствола, т. е. значительно упрощается кон-
струкция фундаментов;

вследствие некоторой гибкости стали неравномерная осадка опор
копра не вызывает в его элементах значительных напряжений;

большая прочность стали позволяет подбирать сечения элемен-
тов копра меньших размеров, чем при железобетоне;

изготовление элементов металлического копра производится на
заводе, а сборка — в стороне от ствола с последующей надвижкой
на место, т. е. значительно сокращается продолжительность пере-
хода от проходки ствола к проведению горизонтальных выработок
и тем самым сокращается срок строительства шахты в целом;

стапьные копры можно усиливать и переделывать, не пре-
кращая работы по стволу, что очень ценно, так как за период службы
шахты в 30—40 лет и более приходится ее модернизировать.

§ 3.	Размещение подъемных машин относительно ствола

По количеству действующих подъемных машин копры делят-
ся на одно- и двухподъемные. На крупных и глубоких шах-

Рис. 9. Схема размещения подъ-
емной машины относительно ство-
ла при одном подъеме:

а — при двухбарабанной машине;

б — при однобарабанной машине

тах, где уголь выдается одновре-
менно с двух горизонтов, скипо-
вой ствол обслуживается тремя
подъемными машинами. В этом
случае копер устраивается трех-
подъемным и на нем размещаются
шесть направляющих шкивов.

। Размещение подъемных машин
относительно ствола и расположе-
ние подъемных сосудов в стволе оп-
ределяют выбор наиболее рацио-
нальной системы копра. При на-
личии одной подъемной машины
возможны два варианта ее разме-
щения относительно ствола. Раз-
мещение подъемной машины, изо-
браженное на рис. 9, а, является
наиболее выгодным для копра, так
как требует меньшей его высо-
ты Я, а размещение, изображенное
на рис. 9, б, требует установки
шкивов в одной вертикальной
плоскости, вследствие чего высота
копра увеличивается на D + 1,2 м
(D — диаметр шкива). Однако
первое размещение машины удоб-
но только при скиповом подъеме
или при опрокидных клетях, а при подъеме обыкновенными клетями
процесс откатки затрудняется из-за пересечения решетки укосины.
Поэтому при подъеме обыкновенными клетями выгоднее применять
более высокий копер со шкивами, расположенными в одной вер-
тикальной плоскости; в этом случае укосина копра не стесняет
процесса откатки вагонеток.

При наличии двух подъемных машин, обслуживающих два кле-
тевых подъема или один подъем с двумя клетями, а другой —
с одной клетью и противовесом, возможны следующие варианты их
размещения.

Первый вариант размещения (рис. 10, а) имеет следующие пре-
имущества: небольшая высота копра, экономичное расположение
машинных зданий в одном блоке, наличие одной укосины, воспри-
нимающей нагрузки от работы обоих подъемов. К недостаткам это-
го размещения следует отнести: сложность конструкции головки
копра в связи с веерообразным расположением шкивов, стеснение
откатки при обыкновенных клетях и эксцентричность нагрузки на
копер при работе одного подъема.

Второй вариант размещения подъемных машин (рис. 10, б)
под углом 180° требует большей высоты копра, двух раздельных
машинных зданий и двух укосин, каждая из которых должна рас-
2 1398	’	17
считываться на разрывное усилие каната. Такое размещение машйн
менее выгодно, чем первое.

Третий вариант размещения машин под углом 90° (рис. 10, в)
имеет те же недостатки, что и второй, при этом конструктивно зна-
чительно сложнее.

Возможно также размещение машин одна за другой (рис. 10, г),
при этом высота копра Н увеличивается против первого варианта

Рис. И. Схема размещения двух
машин относительно ствола при
наличии в стволе двух клетей
и двух скипов

на 3D + 3 м, т. е. такое размещение нерационально и может быть
применено только при особых условиях.

Если ствол оборудован двухскиповым и двухклетевым (или одно-
клетевым с противовесом) подъемами, то в этом случае наиболее
выгодным является размещение машин с одной стороны, одна за
другой (рис. 11, а). При таком размещении необходима только одна
укосина, действие нагрузки симметрично, машины располага-
ются в одном блоке здания, снижаются вес копра и стоимость
всей подъемной установки. Некоторое неудобство вызывается тем,
что канаты задней машины пересекают зал передней маши-
ны. Однако это неудобство может быть устранено отшивкой ка-
натов.

При размещении машин под углом 180° (рис. И, б) требуется
копер с двумя укосинами, что несколько утяжеляет его.

Встречается также размещение подъемных машин под углом
90° (рис. 11, в) и на одной стороне рядом — веерообразно (рис. 11, г).
18
Однако такое размещение наименее выгодно для копра, так как зна-
чительно усложняет его конструкцию.

На рис. 12, а представлены наиболее рациональные варианты
размещения (под углом 180°) подъемных машин при наличии в
стволе двух скиповых подъемов.

Приведенные примеры наивыгоднейшего размещения подъем-
ных машин относительно ствола могут в некоторых случаях по мест-

Рис. 12. Схемы размещения двух подъемных машин относи-
тельно ствола при наличии в стволе двух скиповых подъемов

ным условиям оказаться неосуществимыми или невыгодными (рель-
еф местности, подход железнодорожных путей, невыгодное распо-
ложение существующих сооружений, особенности принятой техно-
логической схемы шахты и др.). В этом случае выбирается наиболее
рациональная для данных условий схема размещения подъемных
машин.

Расстояние от оси подъемной машины до оси ствола следует
принимать таким, чтобы:

угол девиации был не более ГЗО' (рис. 12, б);

максимальный угол наклона струн каната к горизонту был не
менее 35°;

максимальная длина наклонной струны каната была не бо-
лее 55 м;

фундамент укосины не влиял на здание подъемной машины.
Рекомендуется определять минимальное расстояние между ося-
ми подъемной машины и стволом по формуле

L = 0,6//-)- 3,5 D,

где Н — высота копра, м;

D — диаметр барабана подъемной машины, м.

Размещение подъемной машины на копре возможно только на
подъемных установках со шкивами трения, т. е. при многоканат-
ных подъемных установках, в которых угол девиации равен нулю.
2*	19
Многоканатные подъемные машины особенно рациональны на
шахтах с глубокими стволами, благодаря уменьшению диаметра
подъемных канатов и барабана.

Размещение подъемной машины на копре имеет следующие пре-
имущества:

увеличивается трение между канатом и барабаном благодаря
большому углу обхвата барабана:

канаты работают в благоприятных условиях, не подвергаясь
атмосферным влияниям и дополнительным перегибам;

отсутствуют укосина и машинное здание, что создает благопри-
ятные условия для удобного расположения сооружений техниче-
ского комплекса на поверхности.

§ 4.	Системы копров

Форма и конструкция, характеризующие систему копра, обу-
словливаются главным образом действующими усилиями. Так, в
связи с наклонным направлением равнодействующей натяжения
канатов в конструкции копра, как правило, предусматривается
наклонный элемент (укосина), который сообщает сооружению устой-
чивость в направлении действия этой наклонной силы. Для боко-
вой устойчивости копра при действии на него ветра ноги укосины
книзу раздвигаются.

Усилия, действующие на копер, завис ят: от величины нагрузок
типа, количества и размещения подъемных машин; высоты прием-
ной площадки; рода откатки в надшахтном здании; окружающих
сооружений и других причин. В связи с этим копры имеют различную
форму и конструкцию.

Одной из основных задач при проектировании копра является
выбор для данных условий наиболее рациональной его системы*,
которая гарантировала бы надежную работу, прочность и макси-
мальную экономичность.

Металлические копры

Копер шатровой системы (рис. 13) представ-
ляет собой пространственную конструкцию, имеющую вид усечен-
ной пирамиды, у которой все стенки наклонные. Эта система копра
особенно рациональна при наличии двух подъемов в стволе, подъ-
емные машины которых расположены под углом 180°. В этом слу-
чае две боковые стенки шатра играют роль укосины, а фасадные
стенки соединяют боковые между собой. Станок большей частью
является независимым от копра и располагается внутри шатра.

Во избежание стеснения откатки элементами решетки шатра, а
также пересечения ими стен надшахтного здания шатровые копры

* Наименование систем принято по предложению канд. техн, наук
Г. Л. Розенблита с отнесением именуемых им шатровых копров к полушатро-
вой системе.
проектируются обычно из двух укосин (щитов), связанных между
собой только в вершине. При небольшом разносе укосин и хоро-
шем грунте связь между ними делается жесткой (рис. 13) в тех

Рис. 13. Двухподъемный копер шатровой системы

случаях, когда разнос укосин большой или грунт допускает возмож-
ность неравномерной осадки ног укосины, связь между укосинами —
шарнирная (рис. 14), а каждая нога укосины опирается на фун-
дамент шаровым шарниром и снабжена устройством, позволяю-
щим в случае осадки поднимать ногу укосины.
Такой копер высотой 38 м (диаметр шкивов 7 м) впервые был
разработан автором для шахты глубиной 1000 м, оборудованной

Рис. 14. Двухподъемный копер шатровой системы с шарнирной связью
укосин и независимым станком

двумя подъемами (один для двух восьмитонных скипов, другой —
для двух многоэтажных клетей), с разрывным усилием каждого
каната 200 т. Эксплуатация этого копра показала его отличные
качества.

Шатровые копры могут применяться при наличии двух и трех
(рис. 15) подъемных машин, размещенных под углом 90°. Шатровые
22
копры особенно рациональны при значительной глубине шахты и
наличии двух подъемов, расположенных под углом 180°.

Рис. 15. Трехподъемный копер шатровой системы:
а — схема размещения подъемных машин; б — общий
вид копра

Копер полушатровой системы (рис. 16) пред-
ставляет собой пространственную шатровую конструкцию, в кото-
рой передняя стенка вертикальна и перпендикулярна оси подъе-
ма, т. е. полушатровая система копра получается в результате пере-
сечения шатрового копра вертикальной плоскостью, перпендику-
лярной плоскости подъема. В отличие от шатровой системы копра,
допускающей взаимное размещение подъемных машин под углами
180 и 90°, полушатровая система позволяет размещать подъемные
машины только с одной стороны. Станок копра, несущий направля-

ди? л

Рис. 16. Копер полушатровой системы

ющие проводники и разгрузочные кривые, не воспринимает нагру-
зок от работы подъемов. Копры этой системы особенно хорошо
сопротивляются скручивающим усилиям, поэтому они весьма ра-
циональны при веерообразном расположении подъемов. К преиму-
ществам этой системы относятся:

значительная жесткость конструкции, которая получается бла-
годаря тому, что все стенки копра представляют собой плоские,
геометрически неизменяемые фермы;

значительная боковая устойчивость;

исключение необходимости опирания копра на устье ствола,
что достигается разносом стоек передней поперечной стенки копра;

легкость расчета — конструкция копра может рассматриваться
как статически определимая.
Однако полушатровая система копров имеет значительный вынос
укосины и при большой высоте копра удлиненные нижние эле-
менты фасадных решеток. Во избежание провисания длинных эле-
ментов решетки сечения их приходится подбирать не по действую-
щему усилию, а конструктивно, исходя из минимально допускае-
мой гибкости, что сильно увеличивает вес копра. В связи с этим

Рис. 17. Копер полушатровой системы улучшенной конструкции

применение такой системы при высоте копра более 30 м не рекомен-
дуется. Разновидность полушатровой системы копра представлена
на рис. 17. В этом копре разнос ног поперечных ферм начинается
ниже уровня расположения шкивов, что значительно упрощает
конструкцию головки копра; кроме того, в фасадных решетках
устранены длинные элементы.

Копры полушатровой системы можно рекомендовать при наличии
одного подъема и высоте копра до 30 м. При наличии двух подъемов
в одном стволе, за исключением веерообразного расположения на-
правляющих шкивов, копер полушатровой системы может быть
запроектирован значительно экономичнее при условии тесной кон-
структивной связи его станка с тяжелым надшахтным зданием или
бункером, которые сообщают копру устойчивость в поперечном на-
правлении. В таких случаях копер проектируется с плоской фер-
мой (рис. 18), которая в направлении действия подъема полностью
сохраняет устойчивость и жесткость. Такой тип копра особенно
широко распространен в Америке, где он назван «одноногим» и при-
Рис. 18. Полушатровый копер с плоской фермой
меняется почти во всех случаях, когда ствол оснащен одним скит
повым подъемом, шкивы расположены в одной вертикальной плос-
кости один над другим и станок составляет одно целое с бункером.

Полушатровый копер с плоской фермой работает на одной из
шахт Донбасса; высота копра 33 м; диаметр шкивов 5 м; подъем

Вид /

Рис. 19. Одноподъемный копер станковой системы

осуществляется шеститонными скипами при разрывном усилии подъ-
эмных канатов 125 т. Из условия боковой устойчивости верхнего
сжатого пояса на продольный изгиб, а также совпадения осей под-
шипников с осями поясов ширина укосины принята равной 950 мм.

Станковая система копра (рис. 19) состоит из
пространственной конструкции прямоугольного сечения и укосины.
Основной чертой данной системы является то, что несущая про-
странственная конструкция прямоугольного сечения служит одно-
временно и станком. Форма станкового копра соответствует дейст-
вующим нагрузкам, т. е. укосина направлена по равнодействую-
щей от натяжения канатов и воспринимает большую часть нагрузки
от работы подъема, а вертикальный станок воспринимает нагрузку

Рис. 20. Двухподъемный копер станковой системы с расположением
подъемных машин с одной стороны ствола — одна за другой

главным образом от собственного веса и давления ветра. Станко-
вая система имеет следующие преимущества:

большая жесткость копра при симметричной нагрузке и совпаде-
нии направлений равнодействующей натяжения канатов и укосины;

удобство монтажа;

возможность наиболее рационального использования этой си-
стемы при двух подъемах в одном стволе и размещении подъемных
машин с одной стороны — одна за другой (рис. 20) или рядом
(рис. 21);
возможность реконструкции копра без перерыва в работе подъ-
ема, а также использования жопра для проходки ствола.

Однако станковые копры требуют:

значительного усиления элементов станка в местах обрамления
проемов для разгрузки клетей или скипов,

усложнения конструкции станка при наличии двух подъемов
(особенно при различных размерах сосудов) и сложного расчета
ввиду статической ^неопределимости системы.

вид 6

Рис. 21. Двухподъемный копер станковой системы с расположением
подъемных машин с одной стороны ствола рядом

Стальные башенные копры (рис. 22) воз-
водятся обычно в виде башни высотой 50—75 м, на которой разме-
щена подъемная машина. Размещение подъемной машины на копре
применялось раньше при применении подъемных машин со шки-
вом трения, для которых такое размещение дает существенное тех-
ническое преимущество, состоящее в возможности увеличения угла
обхвата. В настоящее время башенные копры с расположением
подъемных машин на копре применяются для многоканатных подъ-
емов.

Стальные башенные копры могут оказаться рациональными при
необходимости быстрого их возведения в зимнее время.

Копер инж. М. М. Ж ер б и н а (рис. 23) представ-
ляет собой цилиндр, состоящий из ряда колец диаметром, равным
29
диаметру ствола. Копер обшивается металлическими листами тол-
щиной 5—6 мм. Элементы головки копра, воспринимающие нагруз-
ку от работы подъема, прикрепляются к верхним кольцам цилинд-

ра таким образом, что передо
К преимуществам этого копра
сравнительно малому расходу

[ют эту нагрузку цилиндру копра,
относятся экономичность (благодаря
металла) и возможность получения
необходимой высоты копра за счет
добавления колец.

Главным недостатком этой си-
стемы является опирание цилиндра
на устье ствола, которое должно
воспринять значительные изги-
бающие моменты через анкерные
болты, что ^сильно усложняет кон-
струкцию копра и устье ствола.
Введение укосины значительно
усложнило конструкцию копра,
почти полностью ликвидировало
экономичность его и полностью не
освободило устье от дополнитель-
ных нагрузок. В связи с этим при-
менение этой системы прекрати-
лось, хотя построенные 14 таких
копров, в том числе один без уко-
сины. работают вполне удовлетво-
рительно. Указанный недостаток

Рис. 22. Стальной башенный копер цилиндрических копров можно
устранить вынесением опор станка
за устье ствола при помощи опорных трапециевидных рам, после
чего эта система герметического копра станет особо рациональ-
ной для вентиляционных стволов, где нагрузки от работы подъ-
ема обычно незначительны и высота копра не превышает 20 м.

Копер системы ин ж. Г. Л. Розенблита (рис. 24) от-
личается от копра станкового типа отсутствием диагоналей, т. е.
решетка всех ферм выполнена безраскосной — рамной. Инж.
Г. Л. Розенблит считает, что упрощается изготовление и монтаж
копра этого типа, так как отпадает необходимость в разметке
диагональных направлений, создается возможность типизации от-
дельных элементов копра, повышается жесткость станка, копер
удобен для проходки стволов, снижается расход металла. Однако
эти преимущества весьма проблематичны, и копер этого типа
не получил распространения.

На основании приведенных характеристик систем металличе-
ских копров можно сделать следующие выводы.

При наличии в стволе двух подъемов с размещением подъем-
ных машин под углом 180° следует применять шатровые копры,
при этом станки, как правило, не должны принимать на себя на-
грузки от работы подъемов (см. рис. 14).
Вид Д

Рис. 23. Копер системы инж. М. М. Жербина
32
При наличии одного клетевого подъема с расположением шкивов
в одной плоскости рационально применение полушатрового копра
с плоской фермой укосины (см. рис. 18).

Копры станковой системы наиболее рациональны: при наличии
одного подъема и значительной высоте подъема; при наличии двух
подъемов в стволе с размещением подъемных машин с одной стороны
или под углом 90°. Выбор наиболее рациональной системы копра
должен быть произведен с учетом местных специфических условий
всего проекта шахты.

Железобетонные копры

Смешанная система копра (рис. 25) разрабо-
тана автором. Станок этого копра изготовляется железобетонным,
а укосина и головка — металлическими. Металлическая часть (уко-
сина и головка) воспринимает почти всю нагрузку от работы подъ-
ема. В железобетонной части станка размещены проводники и кривые
для опрокидных клетей или скипов. Станок может иметь жесткую
связь с примыкающими к стволу бункерами или другими железо-
бетонными сооружениями, благодаря чему создается боковая ус-
тойчивость металлической укосине. В связи с этим отпадает необ-
ходимость в поперечном разносе укосины, что значительно упро?
щает ее конструкцию и облегчает вес копра (рис. 2В).

Смешанная система обладает следующими преимуществами.

Динамические усилия подъема непосредственно восприни-
маются металлической частью, которая лучше сопротивляется
этому действию и благодаря некоторой своей гибкости смягчает
толчки, передающиеся на станок; последний в свою очередь бла-
годаря своей значительной массе сообщает металлической части
боковую устойчивость.

Для герметизации железобетонного станка не требуется об-
шивка, которая в металлических станках увеличивает вес копра
на 12—15%. Железобетонные станки более долговечны по
сравнению с металлическими.

Железобетонный станок не опирается на устье ствола, бла-
годаря чему упрощается его конструкция.

При железобетонном станке весьма рационально и эконо-
мично решается устройство копра для двух подъемных машин,
размещенных под углом 90 или 180°. В этом случае устраивается
общий железобетонный станок для обоих подъемов и две метал-
лические укосины, взаимно расположенные под теми же углами,
что и подъемные машины. В процессе усовершенствования коп-
ров этой системы была изменена конфигурация фасадных реше-
ток укосин — вместо треугольной формы (см. рис. 25), услож-
няющей конструкцию (различная длина элементов и углы на-
клона раскосов, острый опорный угол), стали проектироваться
.укосины с параллельными поясами (рис. 27). Кроме того, для
уменьшения горизонтальной нагрузки, приложенной обычно на
3 1398	33
¥28000

Рис. 25. Копер смешанной системы с треугольной укосиной
большой высоте и вызывающей значительный опрокидывающий
момент в нижней части станка, по предложению инж. С. М. Аро-
нова стали применять качающуюся опору, которую при расчете
можно рассматривать как подвижную.

Рис. 26. Копер смешанной системы с плоской фер-
мой укосины

Возведение копров смешанной системы возможно за 1,5—
2,5 мес. Этот тип копров имеет довольно широкое применение,
особенно при примыкании к станку железобетонных бункеров.

Укосная система железобетонного копра (рис. 28) яв-
ляется наиболее сложной. Возведение таких копров требует
очень сложной опалубки, лесов и арматурных работ, вследствие
3*	35

Рис. 28. Железобетонный копер
укосной системы

чего они весьма неэкономичны. К недостаткам относится также
долгий срок их возведения, в течение которого работа в стволе
должна прекратиться. Поэтому эти копры не рекомендуются
к применению.

Копробункер (рис. 29) относится к безукосной системе
железобетонного копра, которую
рационально применять в тех слу-
чаях, когда в стволе действуют
два скиповых подъема, а к ство-
лу с противоположных сторон
примыкают железобетонные бун-
кера, имеющие жесткую связь со
станком и увеличивающие его ус-
тойчивость.

Копробункеры широко приме-
няются в Сталинской области на
скиповых стволах глубиной 800—
1000 м и диаметром до 8,0 м с дву-
мя и даже тремя подъемами
в одном стволе.

Опыт применения копробунке-
ров показал их значительную ра-
циональность и экономичность.

Для устранения влияния дли-
тельности возведения этих коп-
ров на срок строительства шах-
ты в 1958 г. был осуществлен бес-
копровый способ проходки ство-
ла (рис. 30), позволяющий одно-
временно вести строительство ко-
пробункера и проходку ствола.

Башенные железобетонные копры применяются
при размещении подъемной машины на копре. Эти копры обла-
дают большей долговечностью (по сравнению с металлически-
ми) и устойчивостью благодаря значительному собственному
весу. Высота башенных копров достигает 70—80 м, причем часто
на башне размещаются две подъемные машины.

Для устранения главного недостатка железобетонных башен-
ных копров, состоящего в длительном сроке их возведения, в те-
чение которого не может быть использован ствол, по инициативе
инженеров Сталинского государственного института проектиро-
вания шахт (Сталингипрошахт) был запроектирован железобе-
тонный башенный копер сборной конструкции (рис. 31), возве-
дение которого значительно упрощается и ускоряется. Однако
еще более действенным средством является применение бескоп-
рового способа проходки ствола. При башенных копрах этот
способ проходки ствола следует считать обязательным.
Рис. 29. Копробункер
Рис. 30. Бескопровой способ проходки ствола
Рис. 31. Башенный копер сборной конструкции
§ 5.	Расчетные нагрузки на копер

Одним из наиболее важных элементов проектирования ин-
женерных сооружений является точный учет действующих на-
грузок. Под правильным учетом нагрузок следует понимать не
только точное определение величины, направления и места их
приложения, но также детальное ознакомление с режимом дей-
ствия этих нагрузок, т. е. со способом их действия (статическим
или динамическим), и всевозможными комбинациями.

Для проектирования надшахтных копров, кроме собственно-
го веса, давления ветра и снега, учитывается нагрузка от натя-
жения подъемных канатов, которая вследствие разных причин
может изменяться в широких пределах и превышать в 6—9 раз
вес подвешенного груза (экстренная нагрузка). Поэтому при
проектировании копра приходится вести расчет на действие нор-
мальной рабочей нагрузки, равной весу подвешенного грузаг
и проверять конструкцию при действии экстренных нагрузок.

Нагрузка от натяжения подъемных канатов

Основные рабочие нагрузки на копер возникают в результате

натяжения подъемных канатов и

Рис. 32. Схема для определения нагру-
зок от натяжения подъемных канатов

Для верхнего каната: горизонтальная

передаются на элементы копра
через направляющие шкивы.

Точки приложения и на-
правление нагрузок от натя-
жения канатов оказывают
основное влияние на проек-
тирование схемы (системы)
копра и на выбор его мате-
риала.

Для исследования дейст-
вия натяжения подъемных
канатов на копер рассмот-
рим схему подъемной уста-
новки, изображенной на
рис. 32.

На каждый шкив дейст-
вует сила, равная геометри-
ческой сумме натяжений
вертикальной и наклонной
ветвей его каната. Сила Pi
для верхнего каната опреде-
ляется составляющими Pi и
Qi, а сила Рг для нижнего
каната — составляющими Р%
и Q2.

составляющая

Pi = Sisinai;
вертикальная составляющая

Qi = Si (1 + cos ой).

Из заштрихованного треугольника (см. рис. 32) видно, что
Pi = 2S1 cos у,

где ах— угол, образуемый направлением верхнего каната с вер-
тикалью;

51	— натяжение верхнего каната.

Аналогично получим для нижнего каната:

Р2 — Ss sin а2;

Qs === S2 (1 cos ct2);

R2 = 28 cos

где ад-—угол, образуемый направлением нижнего каната
с вертикалью;

S2	— натяжение нижнего каната.

Из полученных формул видно, что:

с увеличением или уменьшением натяжения канатов соот-
ветственно увеличиваются или уменьшаются равнодействующие
и их составляющие; с увеличением углов а! и а2 горизонталь-
ная составляющая, опрокидывающая копер, увеличивается,
а вертикальная составляющая и равнодействующая — умень-
шаются. Величина углов ocj и а2 зависит от расстояния между
осями подъемной машины и стволом шахты — с увеличением,
указанного расстояния эти углы и горизонтальные опрокидыва-
ющие силы увеличиваются.

Величину и направление равнодействующих натяжения ка-
натов можно определить значительно проще и с достаточной
точностью графически. При расположении шкивов на одном
уровне (рис. 33, а) откладываем на наклонном направлении
ветвей канатов, от точек их пересечения с вертикалью, отрезки
АВ и AiBi, представляющие собой в масштабе 1 т, и из точек В
и В\ опускаем вертикали. Проводя прямые из точек А и Ai че-
рез центры О и 01 шкивов до пересечения с вертикалями, полу-
чаем отрезки АС и А}С], представляющие собой в том же мас-
штабе величины равнодействующих R и от силы натяжения
канатов, равной 1 т. Умножение величины этих равнодействую-
щих на любое натяжение соответствующего каната дает равно-
действующую от этого натяжения, т. е. одним построением мы
можем определять величину равнодействующих от различных
нагрузок подъема.

Величины вертикальных Q и Qi и горизонтальных Р и Р\ со-
ставляющих могут быть получены проектированием отрезков АС
и Л1С1 на горизонтальную плоскость.
б
Аналогичное построение применяется при расположении шки-
вов в одной вертикальной плоскости (рис. 33, б), а также при
совместной работе двух подъемов (рис. 33, в).

При нормальной работе подъема на копер действует натяже-
ние двух подъемных канатов. Величина натяжения каждого
подъемного каната складывается из веса полезного и «мертвого»

Рис. 34. Диаграмма изменения натяжения
подъемных канатов

грузов, веса каната, сопротивления от трения лап о проводники
и динамической нагрузки от движущихся масс. Натяжение ка-
натов от концевой нагрузки (полезной и «мертвой») остается
постоянным в течение цикла подъема. Натяжение от веса каната
меняется в зависимости от длины свисающегося участка, т. е.
с подъемом сосуда натяжение уменьшается, а с опусканием —
увеличивается.

Изменение натяжения канатов по всей высоте подъема-спу-
ска показано на рис. 34.
В глубоких стволах, где вес каната приобретает большое
значение, часто для уравновешивания нагрузки от веса каната
применяется так называемый хвостовой канат, подвешиваемый
к подъемным сосудам; в этом случае нагрузку от веса каната
можно принять одинаковой по всей высоте подъема.

Величина сопротивления от трения лап о проводники состав-
ляет около 6% всех других сил, обусловливающих натяжение
каната, причем при подъеме это трение увеличивает натяжение
каната, а при спуске уменьшает.

Для определения величины динамической нагрузки от дви-
жущихся масс цикл подъема делится на три периода: ускоре-
ния, постоянной скорости и замедления.

В первом и третьем периодах к натяжению каната прибав-
ляется положительная или отрицательная величина, сообщаю-
щая движущимся массам ускорение или замедление.

Параметры равноускоренного (замедленного) движения опре-
деляются по формулам:

. V	t2	Р

Р=+-> S=Pz'' ?=9^>

где р —ускорение (замедление), ж/сек2;

v — скорость движения, м/сек;

t— период ускорения (замедления), сек;

s — длина пути ускорения, м;

q— сила, сообщающая массе ускорение или замедление, кг;

Р — вес движущихся масс, кг.

Пример. Ускорение поднимающейся клети р= 1,2 м/сек2;
вес клети с грузом и канатом Р = 12 000 кг.

Дополнительная нагрузка от ускорения

12 ООО '	.

<? = -адГ 1-2= 1470 кг-

Полное натяжение каната при положении груза на какой-
либо высоте равно сумме абсцисс заштрихованных площадей на
этой же высоте (см. рис. 34).

Наибольшее натяжение в поднимающемся канате происходит
в начале подъема, когда к весу поднимаемого груза прибавляет-
ся вес полной длины каната (при отсутствии хвостового каната)
и дополнительная нагрузка от ускорения движущихся масс.
В опускающемся канате наибольшее натяжение будет в конце
подъема, когда к весу опускающегося груза прибавляется вес
каната и дополнительная нагрузка от замедления.

Натяжение верхнего подъемного каната:

в начале подъема сосуда с грузом

S" = I с?х + Q + w (Н + h)\ (1 +	1,06;

в конце подъема сосуда с грузом

SV = (Gi + Q + ^)-(1 + ^T) 1,06,
где — полезная нагрузка поднимающегося сосуда, кг;

Q—«мертвый» груз, кг;

w — вес 1 м подъемного каната, кг;

Н— высота подъема (от уровня погрузки до приемной
площадки), м;

h—высота от приемной площадки до направляющих
шкивов, м;

Pi— ускорение в начале подъема, м!сек2;

р2 — замедление в конце подъема, м!сек2.

Натяжение нижнего подъемного каната:

в начале спуска сосуда

в конце спуска сосуда

где G2 — полезная нагрузка опускающегося сосуда, кг.

При уравновешенном подъеме, т. е. при наличии хвостового
каната, множители w(H + h) и wh в приведенных формулах
принимают вид w(H + h).

Равнодействующая сила, действующая на шкив:

в начале подъема верхнего каната

2?! = 2STcos^ = 2 • 1,O6[G1 + Q + uy(Zf 4-Л)] 1 + cos^;

.в начале спуска нижнего каната

R2 = 2S2cos% = 2 (G2 + Q + Wh) (1-g^) COS£ ;

в конце подъема верхнего каната

= 2Si cos = 2 • l,06(Gi + Q +	(1 + cos£;

в конце спуска нижнего каната

R, = 2S^cos^ = Ag [G, + Q + w(H + Л)] (1- cos £.

Горизонтальные и вертикальные составляющие равнодей-
ствующих определяются графически (см. рис. 32) или аналити-
чески.

Максимальное значение горизонтальной составляющей, опро-
кидывающей копер, будет в начале подъема при полной нагруз-
ке от натяжения верхнего каната, т. е.

Pmax = 2Sf sin ах = 2 . 1,06 [G1 + Q + w (И + h)] (1 + sin ах.

Максимальное значение вертикальной составляющей будет

45
в начале подъема при полной нагрузке от натяжения нижнего
каната

Стах = 2S5 COS2 £ =	[Ga + Q + W (Н + Л)] (1 - gj ) COS2^ .

Расчет копра при действии нормальной рабочей нагрузки
должен производиться на одновременное действие равнодейству-
ющих натяжений обоих канатов в двух случаях:

когда верхний канат начинает подниматься с грузом, а ниж-
ний опускаться с порожним сосудом;

когда нижний канат начинает подниматься с грузом, а верх-
ний опускаться с порожним сосудом.

При расчете двухподъемного копра также следует брать два
случая:

когда верхние канаты обоих подъемов одновременно начи-
нают подниматься с грузом;

когда нижние канаты обоих подъемов начинают поднимать-
ся с грузом; тогда мы в этом случае получим один раз макси-
мальную горизонтальную составляющую, а в друг($й раз наи-
большую вертикальную составляющую равнодействующей натя-
жения канатов.

Пример: Определяется величина наиболее невыгодных
для одноподъемного копра равнодействущих натяжений ка-
натов.

Основные данные:

высота подъема Н = 355 м;

высота шкивов над приемной площадкой h = 20 м;

полезная нагрузка поднимающейся клети G] = 2000 кг;

полезная нагрузка опускающейся клети й2 = 0,8 Gx = 1600 кг;

вес клети и вагонеток («мертвый» груз) Q = 5500 кг;

вес 1 м подъемного каната w = 4,88 кг;

нормальное ускорение (замедление) р\ = р2 = 1,2 м!сек2.

Подъем неуравновешенный, т. е. без хвостового каната.

Максимальная величина горизонтальной составляющей бу-
дет определяться натяжениями верхнего и нижнего канатов
в начале подъема.

Натяжение верхнего подъемного каната в начале подъема

Si = IGi + Q+a>(tf + A)](l+£i) 1,06 =

= [2000 + 5500 + 4,88 (355 + 20] 11 +	1,06 = 11 100 кг.

Натяжение нижнего подъемного каната в начале спуска

5г = (G3 + Q + wh) (1	=

= (1600 + 5500 + 4,88 • 20) < 1 — LI) J_ = 5975 кг.

\	9,01/1,06
Максимальное значение вертикальной составляющей будет
соответствовать натяжению нижнего каната в начале подъема
с полным грузом и натяжению верхнего каната при спуске.

Натяжение нижнего каната в начале подъема и верхнего ка-
ната в начале спуска

$2 = IG1 + Q + W (Н + Л)] (1 +	1,06 =

= 2000 + 5500 + 4,88 (355 + 20) (1 +	) 1,06 = 11 100 кг.

= (1600 + 5500 + 4,88 • 20) (1 —	= 5975 кг.

Для определения равнодействующих находим графически их
величину от натяжения канатов силой в 1 т:

fi = 1,8/и и г2 = 1,74 т.

Тогда равнодействующие равны:

в первом случае

7?; = Г1£« = 1,8-11 100 = 20000 кг,

7?; = r2S2 = 1,74 - 5975 = 10 400 кг;

во втором случае

7?; = r2Sl = 1,74 - 11 100 = 19300 кг,’

7?i =	= 1,8 - 5975 = 10 750 кг.

Постоянная нагрузка

Постоянно действующая нагрузка на копер складывается из
собственного веса следующих элементов: копра, направляющих
шкивов, тормозных канатов и усилия их натяжения (эта нагруз-
ка бывает только при применении парашютов типа ПТК), на-
правляющих и отбойных канатов и усилия их натяжения (эта
нагрузка бывает только при применении канатных направля-
ющих).

Предварительное определение собственного веса копра луч-
ше всего производить по фактическим данным заводов-изгото-
вителей. Приближенный вес копров для двух подъемов устано-
вок, оборудованных неопрокидными клетями, дан в табл. 3,
опрокидными клетями — в табл. 4, скипами — в табл. 5.

Приближенно вес копра может быть определен по формулам,,
предложенным инж. Г. Л. Розенблитом:

для одноподъемных копров

0 = 0,22 77/5^;
Характеристика двухподъемной установки с приемной площадкой, расположенной на нулевой отметке	Диаметр шкива, м	Подъемный канат		Копер	
		диаметр, мм	разрывное усилие, т	высота, м	вес, т
Одноэтажная клеть на одну ваго нетку емкостью 1 т при распо- ложении шкивов рядом ... .	2,5	28,0	46,4	13,0	17,0
Одноэтажная клеть на одну ваго- нетку емкостью 2 т при распо- ложении шкивов один над дру- гим 		3,0	34,0—37,0	69,3	22,5	50,0
Двухэтажная клеть на одну ваго- нетку емкостью 1 т в этаже при расположении шкивов:  рядом 		3,0	28,0—34,0	46,4—69,3	18	28
один над другим		2,5—3,0	28,0—34,0	46,4—69,3	22,5	38
Двухэтажная клеть на одну ваго нетку емкостью 2 т в этаже при расположении шкивов:  рядом 		4,0—5,0	47,5	135—152	22,0	54,0
один над другим 		4,0	43,5	125,5	24,0	53,0
Двухэтажная клеть на одну ваго нетку емкостью Зт в этаже при расположении шкивов:  рядом 		4,0—5,0	40,0—47,5	100—135	22,0	50,0
один над другим .....	4,0	43,5	ИЗ	24,0	51,0

Таблица 4

Характеристика двух- подъемной установки	Диаметр шкива, м	Подъемный канат		Копер		Уровень приемной площад- ки, м
		диаметр, мм	разрывное усилие, т	высота, м	вес, т	
Опрокидная клеть на од- ну вагонетку емкостью 1 т при расположении шкивов:  рядом 		2,5-3,0	31,0		28,0	42,5	15,0
один над другим	2,5—3,0	31,0	57,2	35,5	53,4	18,0
Опрокидная клеть на од- ну вагонетку емкостью 2 т при расположении шкивов:  рядом 		4,0—5,0	10,0—43,5  40,0—43,5	109.0—125,5	34,0	76,2	18,0
один над другим	4,0—5,0		109,0—125,5	41,0	91,8	18,0
Опрокидная клеть на од- ну вагонетку емкостью 3 т при расположении шкивов:  рядом 		5,0	47,5	135,0	36,0	96,5	18,0
один над другим .	5,0	52,0	161,5—181,0	43,0	115,2	18,0
Емкость скипа, m	Диаметр, шкива, м	Расположение шкивов	Подъемный канат		Копер		У ровень приемной площад- ки, м
			диаметр, мм	разрывное i усилие, m	высота, м	вес, m	
					31,0	48,0	20,0
3	2,5—3,0	Рядом	31,0	57,2	37,0	56,0	26,0
	3,0	Один над			35,0	55,0	20,0
		другим			41,0	63,0	26,0
		Рядом			32,0	58,0	20,0
4	4,0	Один над	37,0	82,5	38,0	69,0	26,0
		другим			38,0	69,2	20,0
		Рядом			44,0	80,1	26,0
					34,0	75,0	20,0
6	4,0—5,0	Один над	40,0—43,5	96,8-125,5	43,0	93,0	29,0
		другим			41,0	90,0	20,0
		Рядом			47,0	104,0	26,0
					36,0	83,5	20,0
					42,0	97,0	26,0
					48,0	110,4	32,0
8	4,0—5,0	Один над другим  Рядом	47,5	135,0	42,0  48,0	96,6  110,4	20,0  26,0
					35,0	89,0	20,0
					41,0	104,1	26,0
		Один над другим			47,0	119,4	32,0
9	5,0		52,0	161,5	42,0  48,0	106,7  121,9	20,0  26,0

для двухподъемных копров с одной укосиной

С = 0,25Я/^Гх;

для двухподъемных копров с двумя укосинами

G = 0,30 Н ;

для копров смешанной системы

G = 0,16 Н

где G — вес копра без обшивки станка, т;

Н — высота копра,

Smax— наибольшее разрывное усилие одного из канатов, т.

Обычно принимается вес станка с обшивкой, армировкой и
кривыми 40—45%, головки 25—30% и укосины — 30% собствен-
ного веса копра.

Собственный вес шкивов в зависимости от их диаметра
и разрывного усилия подъемных канатов можно определить по
табл. 1.

4 1398	49
В подъемных установках, оборудованных парашютами типа
ПТК, на копер действует собственный вес ловителей и тормоз-
ных канатов, а также усилие натяжения последних (примерно
1,5 т на каждый тормозной канат). Вес ловителей и тормозных
канатов в зависимости от типа клети и емкости вагонеток при-
веден в табл. 2.

В тех случаях, когда применяются канатные проводники,
должен учитываться их собственный вес; натяжение канатного
проводника принимается из расчета 1 т на каждые 100 м его
длины.

Так как тормозные и направляющие канаты обычно крепят*
ся к верхней части станка, то сечение вертикальных элементов
станка зависит в основном от нагрузки этих канатов.

Ветровая нагрузка

Действие ветра вызывает в элементах копра довольно значи-
тельные усилия и создает опрокидывающий момент в поперечном
направлении, что необходимо учитывать, так как копер представ-
ляет собой высокое сооружение с незначительным поперечным
разносом ног.

Ветровая нагрузка дв определяется по формуле

<7b=&Q, кг/м2,
где k — аэродинамический коэффициент;

Q — давление ветра, кг)м2.

Для металлических надшахтных копров, которые рассматри-
ваются как отдельно стоящие высотные сооружения, давление
ветра до высоты 20 м принимается равным 80 ка/ж2, а выше 20 м
увеличивается на 1,5 кг на каждый метр высоты. При этом рас-
сматриваются отдельные зоны по 10 м высоты, для которых ве-
личина давления ветра может приниматься постоянной и опре-
деляться для средней точки зоны.

Для зоны копра от 20 до 30 м высоты

<2 = 80 + ^1,5 = 87,5 кг/м2;

для зоны от 30 до 40 м высоты

Q = 87,5 + ^ 1,5 = 95 кг/см-.

Для металлических копров аэродинамический коэффициент k
принимают равным 1,4, он учитывает давление ветра на поверх-
ность копра со стороны действия ветра. Давление ветра в каж-
дой зоне принимается равномерно приложенным по всей высоте
этой зоны.

Расчетная поверхность давления ветра (парусность) в обши-
тых частях копра принимается равной всей поверхности, подвер-
гающейся давлению ветра; в решетчатых, необшитых частях
копра — в зависимости от густоты решетки и учитывается кбэф-
50
фициентом сплошности, который принимается: для головки
копра 0,6—0,7; для укосины 0,5—0,6; для станка без обшивки
0,6—1.

Величина давления ветра передается на узлы конструкции
пропорционально их площадям.

Экстренные нагрузки

Кроме рабочей нагрузки, надшахтным копрам приходится
иногда воспринимать и некоторые чрезвычайные нагрузки, на-
зываемые экстренными, имеющими аварийный характер. Такие
нагрузки возникают иногда ввиду неисправности системы подъ-
ема или неправильной его работы, в результате чего натяжение
подъемных канатов значительно увеличивается вплоть до раз-
рывного, т. е. до семи—девятикратной рабочей нагрузки. Экс-
тренные нагрузки на копер могут возникнуть:

при внезапной остановке подъемного сосуда, поднимающего-
ся с максимальной скоростью;

в результате переподъема сосуда, который при этом ударяет-
ся о головку копра;

при срабатывании парашютов типа ПТК (нагрузка от натя-
жения тормозных канатов передается только на элементы
станка);

при резкой посадке сосуда на кулаки, при этом нагрузка дей-
ствует только на отдельные элементы станка и подкулачной
рамы.

Внезапная остановка в стволе поднимающегося сосуда вызы-
вает экстренное натяжение подъемных канатов и экстренную на-
грузку на копер. Проведенный автором аналитический расчет
возникающих натяжений в поднимающемся и опускающемся
канатах показал, что в поднимающемся канате при внезапной
остановке сосуда развивается разрывное усилие, а в опускаю-
щемся канате—натяжение, равное двойному рабочему. Эти ве-
личины натяжений канатов приняты для расчета нагрузок от
внезапной остановки сосуда.

При учете этой нагрузки рассматриваются два случая, один
из которых дает максимальное значение горизонтальной состав-
ляющей, а другой — максимальное значение вертикальной со-
ставляющей, т. е. в первом случае принимается при расчете
обрыв верхнего каната, а в нижнем развивается двойное рабо-
чее натяжение; во втором случае при расчете принимается об-
рыв нижнего каната, а в верхнем возникает двойное рабочее
натяжение.

При этом равнодействующие натяжения канатов:

при обрыве верхнего каната

= 2Р cos ; Rl = 4S2 cos I
при обрыве нижнего каната

fl? = 4SiCOsJ; tf£ = 2Pcos£,

где Р — разрывное натяжение каната;

•Si — натяжение верхнего каната;

$2 — натяжение нижнего каната.

Переподъем сосуда может произойти, когда период замедле-
ния начат слишком поздно и подъемный сосуд, пройдя приемную
площадку, продолжает подниматься к шкивам, где заклинивает-
ся или ударяется об отбойные балки, если они предусмотрены
на копре.

Так как скорость движения сосуда при переподъеме может
быть значительной, то от внезапного торможения или удара об
отбойные балки или шкив в поднимающемся канате развивается
дополнительное натяжение, могущее возрасти до разрывного.

При этом кроме разрывного натяжения каната на копер дей-
ствует еще значительная нагрузка от удара, которая направ-
лена вверх.

Допуская возможность обрыва каната, необходимо предусмо-
треть на участке переподъема кулаки, которые подхватили бы
падающий после обрыва каната сосуд, и учесть нагрузку от это-
го падения.

Рассмотрим случай переподъема клети при наличии на копре
тормозных устройств.

Необходимый путь торможения s для остановки поднимаю-
щейся клети и движущихся частей подъемной машины при усло-
вии, что ее двигатель выключен, а тормоз машины еще не вклю-
чен, определяется по формуле

откуда
л____________________ гщи2 m2v2

S - 2(В+ (?) — 2(Л + 6) ’

где rrii и G— масса и вес поднимающейся клети;

т2 — приведенная масса направляющих шкивов, дви-
жущихся частей подъемной машины и опускающе-
гося каната;

В—постоянное сопротивление тормозного устройства
на копре;

v — скорость в период.переподъема.

Натяжение поднимающегося каната

Q — m'v2
- 2s ‘

Если отказаться от учета тормозных устройств на копре, до-
пуская, что тормоз подъемной машины будет всегда в исправ-
52
ности, то в этом случае торможением будет поглощена только
живая сила движущихся масс подъемной машины, а живая сила
вращающихся копровых шкивов и поднимающейся клети долж-
на поглотиться исключительно собственным весом клети. Если
при этом торможение машины закончится значительно раньше
поглощения живой силы клети ее собственным весом, клеть под-
нимется на некоторую высоту и, падая обратно, может разо-
рвать канат.

Поэтому для полного исключения аварии при переподъеме
необходимо при проектировании копров предусматривать путь
переподъема, оборудованный устройствами для торможения
поднимающейся клети.

Если учитывать при проектировании копра нагрузки, возни-
кающие от переподъема, то это усложнит и утяжелит его кон-
струкцию. Поэтому для максимального снижения вероятности
переподъема сосуда предусматриваются следующие устройства.

На копре и указателе глубины устанавливаются конечные
выключатели, которые при переподъеме вводят в действие ава-
рийный тормоз подъемной машины.

Подъемная машина оборудуется ограничителем скорости
и устройством, автоматически регулирующим начало и конец
периодов ускорения и замедления.

Все перечисленные средства защиты должны работать неза-
висимо друг от друга.

Высота переподъема при установке предохранительных
устройств согласно ПБ (§ 344) должна быть не менее:

для клетевых подъемных установок при скорости подъема:
не свыше 3 м/сек.................................................  4	м

свыше 3 м/сек............................................... 6	м

для грузовых подъемов скипами или опрокидными клетями............2,5	м

для проходческих подъемов в бадьях................................ 4	м

При условии выполнения всех перечисленных мероприятий,
исключающих возможность переподъема, можно при расчете
копра ограничиться учетом действия переподъема только на от-
бойные балки при заклинивании клети в сближенных провод-
никах.

При оборудовании клетевого подъема парашютами типа
ПТК приходится проверять некоторые элементы копра на экс-
тренную нагрузку, возникающую от натяжения тормозных кана-
тов при остановке падающей клети.

Расчетные нагрузки зависят от типа клети и ее грузоподъем-
ности, нагрузки определяют диаметр тормозных канатов.

В табл. 2 приведены расчетные натяжения тормозных кана-
тов в зависимости от их диаметра. •

Экстренная нагрузка при резкой посадке клети на кулаки
действует только на стойки станка, которым нагрузка передает-
ся через подкулачные балки.
Величина этой нагрузки определяется по формуле

Q = G^,

G — вес клети с грузом, кг;

h — высота падения клети, см;

f — стрела прогиба подкулачной балки при посадке кле-
ти, см.

Для определения величины нагрузки Q нужно задаться высо-
той падения клети и знать стрелу прогиба подкулачной балки.
Ввиду неопределенности высоты падения клети, которая может
колебаться в значительных пределах, точный расчет этой на-
грузки невозможен и рекомендуется принять ее равной статиче-
скому действию пятикратного веса груженой клети.

В соответствии с нормами строительного проектирования
экстренные нагрузки учитываются только при расчете на особое
сочетание нагрузок.

Группировка расчетных нагрузок

Расчет копра должен вестись на следующие сочетания нагру-
зок: основное, дополнительное и особое.

Основное сочетание включает постоянную нагрузку
и натяжение всех подъемных канатов от рабочей нагрузки.

Постоянная нагрузка суммируется из собственного веса коп-
ра, шкивов, ловителей и тормозных канатов парашютного
устройства типа ПТК (с учетом постоянного натяжения каждого
каната грузом, равным 1,5 т), направляющих и отбойных кана-
тов (с учетом постоянного натяжения каждого из них грузом,
равным 1 т на каждые 100 м длины каната).

Дополнительное сочетание включает постоянную
нагрузку, натяжение всех подъемных канатов и ветровую на-
грузку.

Особое сочетание включает постоянную нагрузку,
разрывное натяжение верхнего каната и двойное рабочее натя-
жение нижнего каната этого же подъема, а также рабочее натя-
жение канатов других подъемов (если копер двух- или трех-
подъемный).

Кроме того, элементы станка должны проверяться на следу-
ющее особое сочетание нагрузок: постоянная нагрузка, натяже-
ние тормозных канатов при падении одной клети или внезапном
срабатывании парашюта типа ПТК (величина натяжения при-
нимается по табл. 2), натяжение остальных подъемных канатов
(кроме каната падающей клети) от рабочей нагрузки.

Отбойные балки или другие элементы, принимающие удар от
остановки клети при переподъеме, должны проверяться на ста-
тическую нагрузку, равную четырехкратному весу груженой
клети.
Подкулачные балки, элементы станка, поддерживающие эти
балки, и подкопровая опорная рама должны проверяться на на-
грузку от резкой посадки клети на посадочные кулаки. Проверку
следует производить на пятикратный вес груженой клети.

Особое сочетание нагрузок с экстренным натяжением каната,
равным разрывному усилию, встречается на практике очень ред-
ко, однако проверка на такое сочетание должна производиться
особо тщательно, так как нормальная рабочая нагрузка от рабо-
ты подъема характеризуется значительной динамичностью, вы-
зывающей сильные вибрации копра, которые при расчете не
учитываются специальным коэффициентом динамичности, а ком-
пенсируются расчетом на экстренное разрывное натяжение ка-
ната.

§ 6. Расчетные сопротивления материалов копров

Основные положения метода расчетных предельных состояний

В соответствии с нормами строительного проектирования,
включенными в «Строительные нормы и Правила» (СНиП), рас-
чет несущих конструкций и оснований должен производиться по
методу расчетных предельных состояний, главной особенностью
которого является способ учета запасов при определении проч-
ности и деформаций конструкций.

Под предельным понимается такое состояние, при котором
конструкция или основание перестает удовлетворять предъявляе-
мым к ней эксплуатационным требованиям, т. е. теряет способ-
ность сопротивляться внешним воздействиям и получает недопу-
стимые деформации или местные повреждения.

Различают следующие предельные расчетные состояния.

Первое предельное состояние, определяемое не-
сущей способностью (прочностью, устойчивостью или выносли-
востью) .

Второе предельное состояние, определяемое раз-
витием чрезмерных деформаций от статических или динамиче-
ских нагрузок.

Третье предельное состояние, определяемое обра-
зованием или раскрытием трещин или появлением местных по-
вреждений.

По ранее применявшейся методике коэффициенты запаса вво-
дились в расчет стальных конструкций путем деления на них пре-
дельной прочности металла.

При новом методе расчета общий коэффициент запаса проч-
ности заменен тремя переменными коэффициентами — перегруз-
ки, однородности и условий работы. Эти коэффициенты позволя-
ют учесть возможные изменения нагрузок против нормативных,
степень однородности применяемых материалов по прочности
и особенности условий работы конструкции.
Коэффициент перегруз к’и (п) учитывает опас-
ность превышения (в отдельных случаях понижения) нагрузок по
сравнению с их нормативным значением, под которым следует по-
нимать наибольшие величины внешних воздействий (нагрузок),
допускаемых при нормальной эксплуатации конструкций или ос-
нования. Произведение нормативной нагрузки на коэффициент пе-
регрузки называется расчетной нагрузкой.

Коэффициент однородности (k) учитывает опас-
ность снижения сопротивления материалов по сравнению с норма-
тивными сопротивлениями вследствие изменчивости механических
свойств материалов. Под нормативным сопротивлением пони-
мается сопротивление материала силовым воздействием, установ-
ленным нормами в качестве характеристики его механических
свойств.

Коэффициент условий работы (т) учитывает
особенности работы конструкций или основания, т. е. влияние
неблагоприятных или благоприятных факторов и их комбинаций,
не учитываемых в расчете прямым путем.

Основы расчета копров по методу предельных состояний

Элементы и основания копров, как и других инженерных
сооружений, должны рассчитываться в соответствии с нормами
проектирования строительных конструкций, включенными в
СНиП, по методу предельных состояний.

Расчет должен производиться по первому предельному состоя-
нию, характеризующемуся исчерпанием несущей способности (проч-
ности, устойчивости, выносливости).

Главным вопросом здесь, как и при проектировании других
сооружений, является правильная оценка факторов, влияющих на
прочность конструкций, т. е. выбор величин коэффициентов пере-
грузки и, однородности k и, особенно, коэффициента условий ра-
боты /и, которым в каждом сооружении учитываются особенности
работы и влияние неблагоприятных факторов и их комбинаций,
не учитываемых в расчете прямым путем.

Из анализа нормальных и экстренных нагрузок, действующих
на надшахтные копры, видно, что условия/ работы этих соору-
жений чрезвычайно сложны. Рабочая нагрузка копров отли-
чается значительной динамичностью, источником которой явля-
ются: вращение тяжело нагруженных направляющих шкивов;
периоды ускорения и замедления в каждом цикле подъема (до
60 периодов в час)} удары лап сосудов, поднимающихся со ско-
ростью 8—12 м!сек, при прохождении стыков проводников (та-
ких ударов в каждом цикле подъема бывает не менее двух—
трех на каждые 100 м)} различные виды нарушений в подъем-
ных установках (искривление ствола, сближение проводников,
в которых сосуд затормаживается, и др.).

Динамичность нагрузки вызывает значительные вибрации коп-
56
ра, продолжительность работы которого составляет 15—18 час
в сутки; при двухподъемных копрах динамичность нагрузки более
интенсивная, а продолжительность работы составляет 20—22 час
в сутки.

Второй специфической особенностью нагрузки копров являет-
ся зависимость от величины натяжения подъемных канатов. При
определенных обстоятельствах эти натяжений могут увеличиваться
в 6—9 раз против нормального.

Однако утвержденных инструкций по учету указанной специ-
фичности нагрузок при расчете по методу предельных состояний
пока нет и до настоящего времени копры (особенно металлические)
рассчитываются по допускаемым напряжениям.

Для распространения норм проектирования и расчета несущих
конструкций и оснований по методу предельных несущих способ-
ностей на надшахтные копры рекомендуется принимагь при рас-
чете металлических копров:

коэффициенты однородности материалов копра k согласно СНиП
(том II) и «Норм и технических условий проектирования бетонных
и железобетонных конструкций» (НиТУ) 121—55;

коэффициенты условий работы, уменьшающие расчетные сопро-
тивления— для одноподъемных копров mi=0,8, для двухподъем-
ных т2 = 0,75.

При расчете элементов и оснований копров с учетом дополни-
тельных сочетаний нагрузок рекомендуется увеличить расчетные
сопротивления на коэффициент k\ = 1,1, а с учетом особых соче-
таний нагрузок — увеличить расчетные сопротивления на коэф-
фициент k2 = 1,25.

При расчете железобетонных копров коэффициенты однород-
ности материалов копра следует принимать в зависимости
от марки бетона и марки стали, принятой для арматуры соглас-
но СНиП и НиТУ 123—55.

Нагрузка от собственного веса у железобетонных копров со-
ставляет 65—80% всех нагрузок.

Кроме того, вследствие большой массы железобетонных коп-
ров динамичность работы подъема сказывается главным обра-
зом на подшкивных балках и поддерживающих их поперечных
балках. В башенных копрах динамичной нагрузке подвергают-
ся продольные и поперечные балки, на которых расположены
подъемные машины и отклоняющие шкивы. Поэтому при проек-
тировании железобетонных копров следует для перечисленных
элементов, подвергающихся непосредственному воздействию
динамических нагрузок, принимать: при одном подъеме коэффи-
циент условий работы mi = 0,8, при двух подъемах т2 = 0,7.
Для остальных элементов железобетонных копров следует при-
нимать m = 0,9 независимо от количества подъемов. Дополни-
тельные сочетания нагрузок должны учитываться при расчете
тех элементов, в которых действие ветра вызывает усилия, а так-
же при расчете устойчивости всего копра. При этом коэффи-
циент увеличения расчетных сопротивлений принимается рав-
ным &i= 1,1.

Особые сочетания нагрузок следует учитывать для всех эле-
ментов железобетонного копра, которые непосредственно вос-
принимают нагрузки от работы подъема или балок, поддержи-
вающих эти элементы, а также для тех элементов, в которых
усилия при учете особых сочетаний нагрузок больше на 25%
усилий при учете основных сочетаний нагрузок. При учете
особых сочетаний нагрузок следует принимать коэффициент
fe=l,25.

Расчетные сопротивления элементов металлических копров

При расчете элементов металлических копров надлежит ру-
ководствоваться главой П-Б4 СНиП, а также НиТУ 121—55.

Для всех расчетных элементов металлических копров должна
применяться спокойная мартеновская углеродистая сталь мар-
ки Ст. 3, поставляемая по группе А (ГОСТ 380—50) со следую-
щей характеристикой:

предел прочности при растяжении ав, кг/мм2........................38—47

предел текучести as, кг/мм2....................................... 24

относительное удлинение образца при разрыве &, %.................. 21

ударная вязкость (при нормальной температуре) ak> кгм/см2......... 8

содержание, %:

углерода С..................................................0,14—0,22

серы S, не более.............................................. 0,055

фосфора Р, не более........................................... 0,050

модуль продольной упругости Е, кг/см2..............................2,1-10®

модуль сдвига, кг/см2..............................................8,4	• 10б

объемный вес, кг/м3 ................................................  7850

При ручной сварке расчетных элементов копров следует при-
менять электроды (ГОСТ 2523—51) типа 3-42А, Э-34, Э-42,
Э-50А, Э-55А; при автоматической и полуавтоматической сварке
подслоем флюса — электродную проволоку (ГОСТ 2246—54)
марок Св-08ГА, Св-08, Св-08А, Св-08Г, Св-15, Св-15Г с примене-
нием флюса АН-348А, ОСЦ-45 или других равноценных.

Механические свойства наплавленного металла и сварных
соединений приведены в табл. 6.

Таблица 6

Тип электрода	Наплавленный металл		Сварное соединение в стык		
	предел проч- ности при растяжении стВ, кг/мм*	относительное удлинение 6, %	предел проч- ности при растяжении ав, кг/мм*	угол загиба, град	ударная вязкость, кгм!мм*
Э34					34	30		
Э42	42	18	42	120	8
Э42А	42	22	42	180	14
Э50А	50	20	50	150	13
Э55А	55	20	55	140	12
Расчетные сопротивления материалов и соединений должны
определяться как произведение нормативных сопротивлений на
соответствующие коэффициенты однородности.

Заклепки и болты следует применять из углеродистой горяче-
катаной мартеновской стали марок Ст. 2 и Ст. 3. Нормативные
(в соответствии с НиТУ 121—55) и расчетные сопротивления
стали толщиной 4—40 мм марки Ст. 3, стального литья из ста-
лей марок 15Л и 35Л, а также величина коэффициента однород-
ности k приведены в табл. 7.

Таблица 7

Коэффициент одно- родности и вид напряженного состояния	Сопротивление, кг/м*					
	Прокатная сталь Ст. 3		Отливки из углеродистых сталей			
			15Л	1		35Л	
	норматив-1 ное |	расчетное	норматив- ное	расчетное	норматив-1 ное |	расчетное
Коэффициент одно- родности k. . .	0,9			0,75		0,75	
Растяжение, сжа- тие, изгиб /?н, R	2400	*2100	2000	1500	2800	2100
Срез 7?"р, 7?ср . .	1450	1300	1200	900	1700	1300
Смятие торцовой поверхности рн	р  АСМ.Т* 'СМ.Т • •	3600	3200	3000	2250	4200	3100
Смятие местное при плотном касании рн	р  УСМ.М» ^СМ.М • •	1800	1600	1500	1100	2100	1600
Диаметральное сжатие катков при свободном катании ^сж.к” ^СЖ.К		90	80	60	45	80	60

Коэффициент однородности, нормативные и расчетные сопро-
тивления для сварных соединений конструкции из стали Ст. 3
приведены в табл. 8.

Таблица 8

Тип шва	Коэффициент одно- родности и вид напряженного состояния	Сопротивление, кг/см?			
		Электроды типа Э-34		Электроды типа Э-42, Э-42А и автоматическая сварка под флюсом	
		нормативное	расчет- ное	нормативное	/рас чет- | ное
	Сжатие /?“ж, /?^ж Коэффициент од- нородности k . .  Растяжение при ав- томатической сварке под флю- сом, а также при ручной и полу-	1900  0,7	1300	2400  0,9	2100
Продолжение табл. 8

Сопротивление, кг!см*

Тип шва	Коэффициент одно- родности и вид напряженного состояния
Стыко-	автоматической
вой	сварке с повы- шенным способом контроля качест- ва шва /?р, 7?рВ  Коэффициент одно- родности k. . .  Растяжение при ручной и полу- автоматической сварке с обыч- ным способом контроля качест- ва шва 7?р, /?рВ  Коэффициент одно- родности k. . .  Срез ^нр,	.  Коэффициент одно- родности k . . .  Сжатие, растяже- ние, срез 7?”ч, Г)СВ  Ауч .......
Угло-	Коэффициент одно-
вой (лобо-  вой, флан- говый)	родности k. . .

Электроды типа
Э-34

нормативное	(расчет- 1 ное
	
—	—
1900	1200
0,63	—
1900	800
0,7x0,6=0,42	—
1900	900
0,7 х 0,7 = 0,49	—

Электроды типа Э-42, Э-42А и автоматическая сварка под флюсом	
нормативное	расчет- ное
2400	2100 .
0,9	—
2400	1800
0,75	—
1450	1300
0,9	—
2400	1400
0,7 X 0,85 = 0,595	—

Заклепки и болты по качеству отверстий и условиям поста-
новки разделяются на группы В и С. К группе В относятся за-
клепки и болты, поставленные в отверстия, сверленые на проект-
ный диаметр в собранных элементах, сверленые на проектный
диаметр в отдельных деталях и элементах по кондукторам, свер-
леные или продавленные на меньший диаметр в отдельных дета-
лях с последующей рассверловкой до проектного диаметра в со-
бранных элементах.

К группе С относятся заклепки и болты, поставленные в про-
давленные и сверленые отверстия без кондукторов в каждой
детали в отдельности. Для надшахтных копров группа С не ре-
комендуется. Для заклепочных и болтовых соединений в кон-
струкциях из стали Ст. 3 коэффициент однородности и сопротив-
ления приведен в табл. 9.
		Сопротивление, кг)см.'					
Вид соединения	Коэффициент однород-	Заклепки из стали Ст. 2 и Ст. 3		Болты из стали			
	ностн и вид напряжен- ного состояния			Ст. 0		Ст. 3	
		норма-	расчет-	норма-	расчет-	норма-	расчет-
		тивное	| ное	тивное	ное	тивное	ное
Заклепочное*	Коэффициент однород-			0,9		0,9	
	ности k 		0,9	—		—		—
	Срез /?“р, R™ . . .	2000	1800	—	—	—	—
	Смятие Я“м, Я3С*К . .	4800	4200	—	—	—	—
	Отрыв головки /?0" гол	2200					
	пзак от. го л	—	2000	—	—	—	—
Болтовое из чистых бол- тов	Растяжение	. .  Срез RCp ^?Ср • • . .	—	—	1900  1500	1700  1350	2400  1900	2100  1700
	Смятие 7?”м, 7?см . .	—	—	4200	3900	4200	3900
Болтовое из	Растяжение 7?р, 7?р .	—	—	1900	1700	2400	2100
черных бол- тов	Срез /?ср, 7?ср • • •	—	—	1000	900	1300	1150
	Смятие 7?” , Л* . .	—	—	2900	2600	290	260
Анкерные	Растяжение 7?р, 7?р .	—	—	1900	1700	2400	2100
болты							

* Для заклепок с потайными или полупотайными головками расчетные сопро-
тивления уменьшаются на 20%.

Расчетные сопротивления элементов железобетонных копров

Для железобетонных копров должен применяться бетон ма-
рок 150—200, а для подшкивных и подкулачных балок, а также
элементов перекрытий, несущих подъемные машины, располо-
женные на копре,— бетон марок не ниже 250—300.

Составы бетонов, а также методы контроля качества бетона
должны отвечать требованиям глав 1-А9 и Ш-Б4 СНиП, а также
ГОСТ 6901—54 и НиТУ 123—55.

Арматура железобетонных надшахтных копров должна изго-
товляться из горячекатанной стали марки Ст. 5 периодического
профиля. Для особо серьезных элементов копра могут также
применяться: сталь марки 25ГС, прокат круглого сечения диа-
метром 5—22 мм из стали марок Ст. 0 и Ст. 3, подвергнутый си-
ловой калибровке, и холодносплющенные стержни периодиче-
ского профиля диаметром 6—32 мм. При значительном дефиците
перечисленных марок стали разрешается применять для элемен-
тов железобетонных копров горячекатанную сталь Ст. 3 и Ст. 0,
за исключением подшкивных и подкулачных балок, а также для
элементов перекрытий копров с расположением на них подъем-
ных машин.

Нормативные сопротивления (пределы прочности) бетонов
приведены в табл. 10.
Вид напряженного состояния	Нормативное сопротивление, кг/см*				
	Марка бетона				
	100	150	200	300	| 400
Сжатие осевое (призменная прочность) . . .	80	115	145	210	280
Сжатие пр > изгибе . . 			100	140	180	260	350
Растяжение*		10	13	16	21	25

* Нормативные сопротивления растяжению бетонов на глиноземистом цементе
должны быть умножены на коэффициент 0,7.

Коэффициент однородности к# бетона приведен в табл. 11.

Таблица 11

Вид напряженного состояния	Условия приготовления бетона*	Коэффициент однородности	
		Марка бетона	
		100-200	300—400
Сжатие осевое и при изгибе	А	0,60	0,65
	Б	0,55	0,60
Растяжение	А	0,45	0,50
	Б	0,40	0,45

* Условие А обозначает, что бетон приготовляется на бетонных заводах или
узлах, оборудованных механизмами для автоматического или полуавтоматическо-
го дозирования составляющих компонентов и при систематическом контроле проч-
ности и однородности бетона при сжатии. Все прочие условия приготовления
бетона обозначены буквой Б.

Нормативное сопротивление арматуры и коэффициент одно-
родности применяющейся арматуры приведены в табл. 12.

Таблица 12

Арматура	Норматив- i ое сопро- тивление, кг!см*	Коэффици- ент одно- родности, Ла

Горячекатанная круглая, полосовая и фасонная, сталь марки:  Ст. 0	  Ст. 3		1900  2400	0,9  0,9
Горячекатанная круглая, подвергнутая силовой калибров- ке, сталь марки:  Ст. 0 				2400	0,9
Ст , 3			2800	0,9
Горячекатанная периодического профиля, сталь марки: Ст. 5		2800	0,85
25ГС . . . . '		4000	0,85
Холодносплющенная периодического профиля из стали марок Ст. 0 и Ст. 3		4500	0,80

Примечание. Приведенные в табл. 12 нормативные сопротивления для
стали марок Ст. 5 и Ст. 3 относятся к арматуре диаметром до 40 мм. При диа-
метре более 40 мм значения нормативных сопротивлений должны приниматься:
для горячекатанной арматуры периодического профиля из стали марки Ст. 5 —
2700 кг!см2, для горячекатанной круглой арматуры из стали марки Ст. 3 —
по специальным техническим условиям.
Нормативные модули упругости сжатии £« должны прини-
маться:

при	марке	бетона 100

»	»	»	150

»	»	»	200

»	»	»	300

»	»	»	400

.................1,9 • 105 кг]см2,

.................2,4 • 105 »

.................2,9-Ю5 »

.................3,4-105 »

.................3,8 • Ю5 »

При расчетах принимается Модуль упругости арматуры £«=
=2,1-Ю5 кг/см2-, объемный вес бетона для копров 2400 кг/л3; объ-
емный вес железобетона 2500 кг!мР.

Расчетные сопротивления бетона, определенные как произве-
дение нормативных сопротивлений на соответствующие коэффици-
енты однородности, приведены в табл. 13.

Таблица 13

Вид напряженного состояния	Условия приготов- ления бетона	Расчетное сопротивление, кг/см*				
		Марка бетона				
		100	150	200	300	400
Сжатие осевое (призменная проч-	А	48	70	90	140	190
ность)	Б	44	65	80	130	170
Сжатие при изгибе	А	60	85	ПО	170	230
	Б	55	80	100	160	210
Растяжение *	А	4,5	5,8	7,2	10,5	12,5
	Б	4,0	5,2	6,4	9,5	и,о

* Расчетные сопротивления растяжению бетонов на глиноземистом цементе
должны быть умножены на коэффициент 0,7.

Расчетные модули упругости Еъ для бетонов следует принимать:
для марки бетона’100...................1,2	• 105 кг]см2

»	»	»	150	............ 1,65	•	105	»

»	»	»	200	........... 2	•	105	»

»	»	»	300	....	...	2,7 •	105	»

»	»	»	400	.	....	.	3,1 •	105	»

Рачетное сопротивление арматуры приведено в табл. 14.

Полное использование расчетного сопротивления арматуры из
стали марки Ст. 3, подвергнутой силовой калибровке, допускается
только для арматуры диаметром до 12 мм при применении ее в
сварных каркасах и сварных сетках; в остальных случаях расчет-
ное сопротивление этой арматуры принимается, как для арматуры
из стали марки Ст. 3, не подвергнутой силовой калибровке.

Приведенные в табл. 14 расчетные сопротивления арматуры
из стали Ст. 3 и Ст. 5 относятся к арматуре диаметром до 40 мм.
Расчетные сопротивления при диаметре арматуры более 40 мм
принимаются: для горячекатанной арматуры периодического про-
филя из стали марки Ст.5—2300 кг/см2, для горячекатанной арма-
туры из стали марки Ст. 3 умножением на 0,9 нормативного сопро-
тивления этой арматуры.
Арматура	Расчетное сопротивление арматуры, кг/см.1	
	растянутой J	сжатой
Горячекатаиная круглая, полосовая или фасонная, сталь марки:  Ст. 0				1900	1700
Ст. 3		2100	2100
Горячекатанная круглая, подвергнутая силовой калибровке, сталь марки:  Ст. 0		2100	1700
Ст. 3			2500	2100
Горячекатанная периодического профиля, сталь марки:  Ст. 5		2400	2400
25ГС		3400	3400
Холодносплющенная периодического профиля из стали марок Ст. 0 или Ст. 3		3600	3600

§ 7. Расчетные сопротивления оснований

Для правильного определения расчетного сопротивления осно-
вания должны быть предварительно тщательно изучены физиче-
ские свойства его грунта.

Ниже приведены в соответствии с СНиП расчетные сопротив-
ления оснований при глубине заложения фундаментов 1,5—2,0 м
и ширине подошвы 0,6—1,0 м.

Расчетные сопротивления оснований из глинистых (немакропо-
ристых) грунтов с малой структурой связностью даны в
табл. 15.

Таблица 15

Грунт	Коэффициент пористости	Расчетное сопротивление, кг/см*	
		Состояние грунта в основании	
		твердое	|	пластичное
Супесь	10,5 (0,7	3  2,5	3  2
	;0,5	3	2,5
Суглинок	'0,7	2,5	1,8
	11,0	2	1,0
	(0,5	6	4
Глина	0,6  0,8	5  3	3  2
	11,1	2,5	1

Примечая и е. Твердое состояние глинистых грунтов характеризуется при-
родной влажностью W С 1,2, а пластичное—W > 1,2.

Расчетные сопротивления'песчаных оснований даны в табл. 16.
I рунт	Расчетное сопротивление, кг!см?		
	Состояние грунта в основании		
	плотное	средней плотности	
Песок гравелистый и крупный	  Песок средней крупности	  Песок мелкий: маловлажный	  очень влажный и насыщенный водой ....  Песок пылеватый: маловлажный	  очень влажный	  насыщенный водой	  Расчетные сопротивления оснований грунтов даны в табл. 17.	4,5  3,5  3,0  2,5  2,5 '  2,0  1,5  ИЗ Крупно!  Та	3,5  2,5  2,0  1,5  2,0  1,5  1,0  эбломочных  блица 17	
Грунт			расчетное сопротив- ление, KCfCM?
Щебенистый (галичисковый) с песчаным заполнением пор .... Дресвяный (гравийный) из обломков кристаллических пород . . . Дресвяный (гравийный) из обломков осадочных пород				6,0  5,0  3,0

При ширине фундамента 5 м и более приведенные выше расчет-
ные сопротивления для крупнообломочных и песчаных грунтов,
за исключением пылеватых песков, увеличиваются на 50%, а
для пылеватых песков и глинистых грунтов на 20%.

При ширине фундамента от 1 до 5 м приведенные расчетные
сопротивления увеличиваются по интерполяции.

При глубине заложения фундамента более 2 м расчетные сопро-
тивления определяются по формуле

Rh>2 = Rh=2'+ 0,1 6Уобг(ЛН2)>

где Rh=2 — расчетное сопротивление основания при глубине за-
ложения фундамента 2 м (см. табл. 15, 16 и 17);

уоб — объемный вес грунта, залегающего выше подошвы

фундамента, т/м3.

Коэффициент k принимается:
для песка и крупнообломочного	грунта....2,5

для супеси и суглинка....................... 2,0

для глины................................... 1,5

Для внецентренно нагруженного фундамента краевое давление
повышается на 25%.

При учете дополнительных сочетаний нагрузок расчетные со-
противления увеличиваются на 10%, а при учете особых сочетаний
на 20%.

5 1398

65
§ 8. Проектирование схемы металлического копра

Для составления предварительной схемы намеченной системы
копра необходимо определить: высоту копра, наклон и поперечный
разнос укосины, схему головки копра, поперечное сечение ст,анка,
схему его решетки и размеры проемов.

Определение высоты копра

Высота копра — расстояние от уровня условного нуля (±0,00)
до оси верхнего направляющего шкива. За условный нуль обычно
принимается уровень верха устья клетевого ствола, который так-
же должен иметь абсолютную отметку для увязки с остальными со-
оружениями поверхности шахты.

Высота копра Н определяется уровнем приемной площадки hi,
высотой подъемного сосуда с прицепным устройством А2, длиной
пути переподъема h и радиусом шкива /?. Однако на высоту копра
может иногда влиять и схема подъема, когда угол поперечного
отклонения наклонных ветвей подъемных канатов (угол девиации)
превышает максимально допустимую величину 1°30'. В таких
случаях необходимо увеличить длину наклонных ветвей подъем-
ных канатов за счет высоты копра или расстояния подъемной
машины от оси ствола.

Во избежание значительных колебаний наклонных струн подъ-
емных канатов и чрезмерного увеличения высоты копра рекомен-
дуется принимать расстояние подъемной машины от оси ствола та-
ким, чтобы линия, соединяющая центры барабана машины и шки-
вов, составляла с горизонтом угол не менее 35°.

Минимальное расстояние оси барабана машины до оси ствола
должно быть не меньше величины

L = 0,6# -± D -± 3,5, м,

где Н — высота копра, ж;

D — диаметр барабана подъемной машины, м.

При отсутствии необходимости увеличения высоты копра из
условия обеспечения допустимой величины угла девиации высота
копра может быть определена по формуле

// =Л1	+ы0,75ж/?.

Уровень приемной площадки hi и высота подъемного сосуда с
прицепным устройством Аг определяются при проектировании
технологического комплекса поверхности шахты. Для клетей и ски-
пов участок переподъема равен высоте, на которую может свободно
подняться подъемный сосуд от нормального положения при раз-
грузке до соприкосновения верхнего жимка прицепного устрой-
ства с ободом направляющего шкива.

Для бадьевого подъема участок переподъема равен высоте, на
которую может свободно подняться бадья от нулевой площадки
66
до соприкосновения верхнего жимка подъемного каната с ободом
направляющего шкива. Высота, на которую может подняться ба-
дья от верхней приемной площадки при разгрузке до соприкосно-
вения верхнего жимка каната с ободом направляющего шкива,
должна быть не менее 2,5 м. Высота переподъема Л3 принимается
согласно ПБ (§ 344).

Определение наклона и разноса ног укосины

Назначение укосины (подкосной ноги) состоит в том, чтобы
обеспечить устойчивость копру в плоскости действия наклонных
сил от натяжения подъемных канатов. Поэтому укосина всегда

должна быть расположена с той же стороны, что и подъемная
машина.

Часто стремятся к тому, чтобы ось укосины совпадала с на-
правлением равнодействующей натяжения канатов. Однако опыт
показывает, что рационально принимать такой угол наклона уко-
сины, при котором часть нагрузки 15—20% приходилась бы на
элементы станка.

В копрах станковой системы наклон укосины зависит еще от
расположения ее вершины, которая часто относится в сторону
для создания поперечной связи между вершинами ног укосины
через консольную балку (рис. 35, а) или треугольник (рис. 35,6).

Однако такое соединение укосины со станком нерационально,
так как утяжеляет вес головки копра, снижая ее жесткость. Зна-
чительно рациональней иметь такое направление укосины, при
котором ее вершина попадает в центр шкивов, а поперечная
связь осуществляется через консоль (рис. 35, в).

В тех случаях, когда копер жестко связан с примыкающим
к нему зданием, специальных мер для обеспечения поперечной
5*	67
устойчивости копра не требуется. В смешанной системе устойчи-
вость копра достигается разносом не ног укосины, а стоек стан-
ка; разнос стоек станка вызывается также нерациональным опи-
ранием тяжелого станка на устье ствола. В этом случае вся бо-
ковая нагрузка передается на станок.

В других системах боковая устойчивость копра достигается
разносом ног укосины.

Устойчивость копра характеризуется отношением удерживаю-
щего момента Муд от собственного веса копра G к опрокидываю-
щему моменту Мо от действия ветра и других боковых нагрузок.

Удерживающий момент

^уд = G *2 ,

где I — величина разноса ног укосины.

Опрокидывающий момент

Л4О = Wh,

где W — равнодействующая от давления ветра и других боковых
нагрузок;

h — расстояние от центра опоры до точки приложения рав-
нодействующей W.

Отношение удерживающего момента к опрокидывающему на-
зывается коэффициентом устойчивости <р, который определяет
степень устойчивости копра только за счет разноса ног укосины
без анкеровки,

_ ^УД_ Л
MQ 2Wh*

Анкерные болты укосины повышают коэффициент устойчи-
вости.

Момент, воспринимаемый анкерными болтами,

Максимальное натяжение болтов

S = 0,5y.

Обычно коэффициент устойчивости принимается 1,5, в том
числе за счет разноса ног укосины 1,0—1,1.

В станковой системе боковое давление на копер воспринимает-
ся только укосиной. В этом случае расчет устойчивости произ-
водится из условия значительной жесткости шкивной площадки
6—6'—7'—7 (рис. 36), благодаря чему давление ветра передает-
ся на фасадную решетку станка поперечными фермами 1—6 —6'—
1' и 12—7—7'—12' на опорную раму копра и на шкивную пло-
щадку, которая в свою очередь передает боковое давление на
укосину. Это давление будет равно сумме реакций внутренней
68
и внешней поперечных ферм станка и шатра на шкивную пло-
щадку

VW

На действие этих реакций должна рассчитываться устойчи-
вость укосины, а усилия в ее элементах должны рассчитывать-

Рис. 36. Схема к расчету устойчивости копра
станковой системы

ся на действие реакций 1Уа + и IVB + №ш > а также на гори-
зонтальную составляющую ± Н от эксцентричного действия
реакции	•

Проектирование схемы головки копра

Под головкой копра следует понимать его верхнюю часть, в
состав которой входят подшкивные балки, шкивные площадки,
верхние части станка и укосины.

Схема головки копра должна удовлетворять следующим ос-
новным требованиям:

должна быть статическая ясность распределения нагрузки
между элементами головки;

нагрузка на рабочие (фасадные) фермы должна передавать-
ся кратчайшим путем; конструкция головки должна быть проста.
Головка копра может иметь балочную или подкосную схему.
В первом случае подшипники шкивов устанавливаются на бал-
ках, работающих на изгиб, а во втором случае — на подшкивных
фермочках, элементы которых работают только на сжатие и рас-
тяжение.

Схема балочной головки копра представлена на рис. 37.
Шкивы расположены на одном уровне рядом и передают нагруз-

Рис. 37. Схема к расчету нагрузок балок голов-
ки копра при двух шкивах, расположенных рядом

ку через подшипники на балки I-I и II-II. Балки I-I входят
в состав фасадных ферм, а балки II-II опираются в точках d, d'
и f, f' на поперечные балки III и IV, которые в свою очередь свя-
заны с фасадными фермами в- точках с, с' и е, е'. На каждую
продольную балку действует сила у (/? — равнодействующая
натяжения канатов каждого шкива). Эта сила приложена к бал-
кам I-I в узлах а, а' и непосредственно действует на фасадные
о

фермы, а сила действующая на балки может быть раз-
ложена на вертикальную Q и горизонтальную Н составляющие.

Сила Q =у cos а изгибает балку и вызывает в точках d и f
балок III и IV опорные реакции Qd и Qf, которые легко -опре-
деляются по правилу плеч, а сила Н = у sin а растягивает ле-
вую часть продольной балки и передается в точках d, d' бал-
ке IV, вызывая в ней изгиб в поперечном направлении. Поэтому
балка IV должна проектироваться жесткой в вертикальной и го-
ризонтальной плоскостях, а балка III, работающая на изгиб
только от действия вертикальной нагрузки, проектируется жест-
кой только в вертикальной плоскости.

Сила Q изгибает балку III и вызывает реакции, приложенные
в узлах е, е' фасадных ферм, а силы Qd и Н изгибают балку IV,
в вертикальной и горизонтальной плоскостях и вызывают в уз-
лах с и с' фасадных ферм вертикальные и горизонтальные реак-
ции. Таким образом определены точки приложения и величины

Рис. 38. Схема к расчету нагрузок балок го-
ловки копра при двух шкивах, расположенных
в одной вертикальной плоскости один под
другим

всех сил, действующих на фасадные фермы. На эти силы должны
рассчитываться внутренние продольные и поперечные балки.

Аналогичные рассуждения приемлемы и для схемы головки
при двух шкивах, расположенных один под другим в одной пло-
скости (рис. 38), и для схемы головки двухподъемного копра
с расположением трех шкивов в верхней плоскости и одного шки-
ва в нижней (рис. 39).

Рассмотренная схема головки копра характеризуется тем, что
нагрузка от шкивов воспринимается и передается на фасадные
фермы системой балок, работающих на изгиб. К недостаткам такой
схемы головки относятся:

неполное использование материала балок, работающих на’из-
гиб, так как полное допускаемое напряжение принимается только
в наиболее удаленных от нейтральной оси участках и постепенно
уменьшается с приближением к этой оси;
недостаточная жесткость головки, что увеличивает вибрацию
копра;

значительное количество соединенных между собой балок, не-
которые из которых работают на изгиб в двух направлениях;

неэкономичность в связи с большим весом и сложностью кон-
струкции.

Рис. 39. Схема к расчету нагрузок балок головки копра при двух
подъемах с расположением трех шкивов в верхней плоскости
и одного в нижней

Для устранения перечисленных недостатков балочной схе-
мы головки копра автором была разработана подкосная схема
(рис. 40), состоящая из системы шпренгелей (раскосов), работа-
ющих исключительно на сжатие или растяжение.

Подкосная схема головки отличается: простотой конструкции,
почти полным использованием материала всего сечения элемента,
работающего на полное расчетное сопротивление; статической яс-
ностью передачи нагрузок от шкивов на элементы фасадных ферм,
а также значительной жесткостью. На рис. 41 представлена головка
двухподъемного копра с расположением шкивов в трех гори-
зонтальных плоскостях.

В подкосной схеме передача нагрузок на рабочие фасадные
фермы происходит следующим образом (см. рис. 40).

От верхних шкивов давление наружных подшипников пере-
дается непосредственно на рабочие фермы в узлах 8 и 8'.

Рис. 40. Схема копра с подкосной головкой

Давление внутренних подшипников передается через элементы
16—17, 17—10, 16—23, 23—6 и соответственно через 16'—17',
17'—10', 16'—23' и 23'—6' на узлы 10—10' и 6—6' рабочих ферм,
а горизонтальные составляющие передаются через горизонтальные

та
связи 23—17, 23'—17', 17—7 и 17'—7' на узлы 7 и 7'. Давление
от верхнего среднего шкива передается на увлы 10—10' через эле-
менты 17—19', 17—10, 17’—19' и 17'—10', а от нижнего среднего
шкива на узлы 11—1Г через элементы 20—19, 20—21, 19—11,
20'—19', 20'—21', 19'—.11'.

Таким образом, давление всех шкивов передается статически
ясно и кратчайшим путем на узлы рабочих ферм, причем некоторые

Рис. 41.

Схема боко-
вой фермы
двухподъем-
ного копра
с расположе-
нием шкивов
в трех гори-
зонтальных
плоскостях

элементы работают от давления нескольких шкивов,
что очень выгодно, так как одновременного разрыва
канатов двух шкивов быть не может. По такому же
принципу составлены схемы головок, приведенных
на рис. 19 и 20, в которых наружные подшипники
также располагаются на фермочках.

Определение сечения станка, высоты панели
и схемы решетки

Основные размеры поперечного сечения станка
назначаются в зависимости от габаритов подъемх-
ных сосудов. Стенки станка должны располагаться
таким образом, чтобы зазор между наиболее вы-
ступающей частью подъемного сосуда и внутрен-
ней гранью стенкой был не менее 150 мм.

Следует стремиться к разбивке станка на равные
панели, обеспечению рационального угла наклона
раскосов (не менее 35 и не более 55°) и небольшой
свободной длине стоек.

В станке следует предусмотреть свободные про-
емы для разгрузки скипов и для вкатывания ваго-
неток на уровне приемной площадки. Размеры про-

емов для скипов и опрокидных клетей определяются габаритами

подъемных сосудов и длиной участка переподъема. При клетевом
подъеме высота разгрузочных проемов принимается не менее 2,0 м.
Для ввода в станок клетей или скипов должен быть предусмотрен

проем высотой не менее 2,5, причем элементы панели этого проема
обычно крепятся болтами.

При выборе системы решетки станка необходимо стремиться
к минимальному количеству сжатых элементов и особенно сжато-
вытянутых.

Наиболее часто применяется крестовая система решетки, в ко-
торой раскосы работают на растяжение, а короткие распорки на
сжатие. При высокой панели часто вводят дополнительные распор-
ки, проходящие через точку пересечения раскосов, которые умень-
шают свободную длину стоек станка и расстояние между узлами
крепления проводников.

При большой ширине станка принимается полураскосная си-
стема решетки, однако при этой системе решетки элементы ее рабо-

тают попеременно на сжатие и растяжение.
Проектирование схемы копра для наклонного ствола

Копер для наклонного ствола (рис. 42) не имеет станка.
По выходе из наклонного ствола сосуд продолжает двигаться по
насыпи или эстакаде до места разгрузки. Направляющие шкивы
располагаются на расстоянии не менее 6 м от места разгрузки
сосуда.

Наклон эстакады принимается обычно таким же, как и на-
клон ствола. Высота копра Н для наклонной шахты находится

Рис. 42. Схема копра для наклонного ствола

в зависимости от угла наклона а и длины эстакады L (рассто-
яние от устья ствола до оси шкивов), т. е.

Н = Ltga.

Направление равнодействующих и Т?2 натяжения канатов
очень близко к вертикали, т. е. необходимость в укосине отпа-
дает, а разнос ног копра должен приниматься для обеспечения
устойчивости при действии -ветра.

Копры наклонных шахт часто связываются с эстакадой, ко-
торая воспринимает часть нагрузки.

§ 9. Расчет статически определимых металлических копров

Надшахтные копры представляют собой пространственную
конструкцию, однако для простоты расчета они расчленяются
на плоские фермы, которые делятся на главные или фасадные и
боковые. Первые воспринимают нагрузку от работы подъема,
а вторые связывают между собой фасадные фермы и восприни-
мают главным образом ветровую нагрузку.

В основу расчета ферм металлических копров приняты сле-
дующие положения:

оси всех элементов лежат в одной плоскости;
все элементы прямолинейны;

оси элементов пересекаются в центре узлов;

в узлах элементы соединены между собой при помощи иде-
альных шарниров, свободных от трения;

все внешние силы лежат в плоскости фермы и приложены в
узлах.

Если ферма отвечает указанным положениям, то в ее элемен-
тах возникают только продольные усилия, вызывающие в них
растягивающие или сжимающие напряжения.

В действительности таких идеальных ферм не бывает, так
как вместо идеальных шарниров в узлах применяются (клепаные
или сварные соединения, а нагрузка от собственного веса эле-
мента приложена не в узлах, а распределена по всей его длине.
Поэтому в элементах ферм возникают еще дополнительные не-
значительные напряжения, расчет которых очень сложен; влия-
ние дополнительных напряжений обычно учитывается соответ-^
ствующим уменьшением расчетного сопротивления.

Признаки статической определимости

В зависимости от метода расчета главные (фасадные) фермы
копра делятся на статически определимые и статически неопре-
делимые. Статическая определимость может быть внешняя и вну-
тренняя.

Внешняя статическая определимость плоской
фермы копра (рис. 43, а), находящейся в равновесии под дей-
ствием внешних сил: нагрузки Р и вызванных этой нагрузкой
опорных реакций А и В, зависит от конструкций опор. Для оп-
ределения опорных реакций, вызванных нагрузкой, статика дает
три уравнения, являющиеся условиями равновесия системы сил,
лежащих в одной плоскости и отнесенных к произвольным осям
координат (X, У):

сумма проекций всех сил на направление оси X равна нулю
(S X = 0),

сумма проекций всех сил на направление оси У равна нулю
(ЕУ=0),

сумма моментов всех сих относительно любой точки, взятой
на плоскости сил, равна нулю (S М = 0).

Если количество неизвестных реакций копра соответствует
количеству уравнений статики, то такой копер будет статически
определимым относительно внешних сил; в противном случае
копер внешне статически неопределим и требует для определе-
ния реакций столько дополнительных уравнений, сколько имеет-
ся лишних неизвестных. _

Количество неизвестных зависит не только от числа опор, но
и от их устройства. В жестко заделанной опоре имеются три не-
известных — величина, направление и точка приложения реакции.
Ввод в опору шарнира фиксирует точку приложения реакции
76
(в центре шарнира), т. е. уменьшает количество неизвестных в этой
опоре до двух, а устройством подвижной опоры фиксируется
и направление реакции (перпендикулярно плоскости движения).

а

Рис. 43. Схемы к расчету статической определи-
мости плоских ферм копра

Условие внешней статической определимости

-}— 2/^2 -j- /21 —z 3,

где п3 — количество жестко заделанных опор;

п2—количество шарнирных опор;

—количество подвижных опор.

В надшахтных копрах подвижные опоры технически нерацио-
нальны, а заделанные опоры рассматриваются как шарнирные,
т. е. условие внешней статической определимости принимает вид
2n2 = 3.

При постановке среднего шарнира О, разделяющего ферму
на две части, которые способны вращаться относительно этого
шарнира, условие равновесия принимает вид

2п2 —т = 3,

где т — количество средних шарниров.

Решение указанного уравнения показывает, что копровые
фермы, приведенные на рис. 43, а и б, внешне статически опре-
делимы, а ферма, изображенная на рис. 43, в, однажды ста-
тически неопределима.

Внутренняя статическая определимость гео-
метрически неизменяемой фермы определяется из условия, чтобы
число стержней ее было не больше того количества уравнений
равновесия, которое можно написать для этой фермы.

Рассматривая отнесенный к прямоугольным осям координат
(ХУ), узел фермы (рис. 43, г), в котором усилия элементов равны
Si, Ss, S3, S4, а углы наклона элементов к оси X равны соответст-
венно ось а2, а3, можно написать условия равновесия сил, действу-
ющих на узел,

4	.4

YJS cos а = 0; J^S sin а = 0,

Т*	1

т. е. сумма горизонтальных и вертикальных составляющих всех
сил, приложенных к узлу, включая и усилия элементов, сходя-
щихся в этом узле, равна нулю. Так как для каждого узла можно
написать два таких уравнения, то для фермы с количеством узлов k
можно написать 2 k уравнений, из которых следует вычесть три
уравнения, удовлетворяющие условиям равновесия внешних
сил, а для расчета внутренних сил остается 2k— 3 уравнений.

Если число стержней фермы и = 2k — 3, то ферма внутренне ста-
тически определима; если п > 2k—3, то ферма имеет излишнее
число стержней, т. е. она статически неопределима; при п<2&—3
ферма геометрически изменяема.

Основное свойство статически определимых ферм состоит в том,
что изменение длины одного стержня не вызывает изменения длины
или напряжения в остальных стержнях фермы, благодаря чему
неравномерное влияние температуры или осадка одной опоры
не вызывает дополнительных напряжений в элементах статически
определимой фермы.

Расчет усилий в статически определимых фермах копров

Усилия в элементах ферм копра могут быть определены анали-
тически и графически.

Аналитический расчет усилий в элементах удобнее производить
78
способом сечений. Для определения этим способом усилий в эле-
ментах О3, £>3 и U3 (рис. 44) приводится сечение т—т и рассмат-
ривается верхняя часть фермы, для равновесия которой действу-
ющие внешние силы Р должны уравновеситься внутренними си-
лами элементов Оз, ^з, и ^з, т- е- момент относительно любого
узла фермы должен равняться нулю. Для определения усилий
в элементах О3, U3 и D3 моменты
всех сил относительно точек пе-
ресечений а, b и с этих элементов
приравниваются нулю:

Ма — Pr 1 “Ь^зГ 2 — 0,
откуда

U*~ га ’
Ma = Pr3-U3V3 = 0,
откуда

U — —
U3~ V8 ’

Мс = Pr4—D3rs = О,
откуда



При расчете все напряжения
рассматриваются сначала как
растягивающие; если напряжение
в элементе получается с отрица-
тельным знаком, то это означает,
что элемент сжат.

Рис. 44. Схемы для аналитическо-
го определения усилий в элемен-
тах фермы

Проведя постепенно сечения через все панели, находят уси-
лия во всех элементах фермы.

Определение усилий в элементах ферм графическим способом
производится построением диаграммы. Это построение основано
на том, что если действующие в узле внешние и внутренние силы на-
ходятся в равновесии, то многоугольник, построенный из этих
сил с непрерывным направлением стрелок, должен сомкнуться;
при этом такой многоугольник можно построить только в том слу-
чае, если число неизвестных сил в узле будет не больше двух.
Строя многоугольники один за другим для всех узлов таким обра-
зом, чтобы силы не повторялись, можно получить диаграмму уси-
лий всех элементов.

Практически расчет усилий в элементах статически определи-
мых ферм копров удобнее всего производить графически — по-
строением диаграмм, а затем рекомендуется проверить точность по-
лученных усилий аналитически.
Для примера приводим расчет усилий в элементах статически
определимого копра (рис. 45).

Усилия от действия собственного веса. Для
расчета вес копра принимается равным 70 т, этот вес распреде-
ляется между обеими фасадными фермами поровну, т. е. по 35 tn

Рис. 45. Схема к расчету статически определимого копра

на каждую. Нагрузка от собственного веса распределяется поров-
ну между узлами

P-g=l,75 т.

Вес шкивов передается через элементы средних фермочек, при-
чем на узел 3 передается 2,4 т, на узел 8—1 т и на узел 9—0,6 т.

Для определения величины опорных реакций от действия соб-
ственного веса находим момент всех сил относительно опоры В:

А-16,0=16,0 (1,75 +4,15+1,75+1,75)+14,9-1,75+ 14,0- 1,75 +
+13,1 х 1,75+11,9 -2,75+9,6 -2,35+7,7 • 1,75+ 6,0 -1,75 + 4,5 -1,75 +
+2,9-1,75+1,4-1,75+2,3-1,75 + 4,9-1,75 + 7,4-1,75+ 10,1 -1,75 +
+ 12,8-1,75 = 384,18 тм,
откуда

Л = 384Л8
10

В =39,0 —Л =39,0 — 24,0= 15 т.

После определения реакций опор от собственного веса строим
диаграмму усилий (рис. 46) и полученные результаты заносим
в сводную табл. 18.

Усилия отдействия ветра. Для определения мак-
симальных усилий от действия ветра рассмотрим три случая —
действие ветра в лоб копра, со стороны машины и сбоку.

Принимаем до высоты 20 м скоростной напор Qx = 80 кг!мг,
'	14

а на следующих 14 м высоты Qi^SO-j--^ 1,5=90,5 кг!м? и коэф-
фициент обтекаемости &= 1,4.

Давление ветра до высоты 20 м

qt = kQi = 1,4 • 80 = 112 кг/м*,
выше 20 .м

q"? = k Qi — 1,4 • 90,5 = •-*- 130 кг/м*-,
давление ветра в узлах:

^ = ^±^=208^;

П74 = 3'4 ' °’8 .13° + 208 = 520 кг-,

И7, = 5,5'4 '40,7 '	+ 312 = 812 кг-,

3,4.0,6- 130 . с-пп . 4,5 • 4,8 • 0,4 • 112 ,О1Л
и72 =--------j-Ь 500 Н-------4-----~

Усилие в элементе 1—2 определяем аналитически, для чего
находим момент всех сил относительно опоры В:

Мв = 1210-23,0 + 812-28,5 + 520-31,5 + 2,08 -33,5 = 27900-1-
+ 23200 + 16 400 + 7000 = 74 500 кгм.

Усилие в элементе 1—2

М~ 74 500

51-2 = -5-=-щГ = +465° Кг'

Для определения усилий в остальных элементах от действия
ветра в лоб копра строим диаграмму усилий (рис. 47) и полученные
результаты вписываем в табл. 18.

6 1398	81
Таблица 18

Эле- менты (см. рис. 45)				2			Усилия, т											
	От собст- венного веса	От ветра		От натяжения подъемных канатов		От двойного рабочего натяжения канатов		От разрывного натя- жения канатов		От разных сочетаний нагрузок*		
		в лоб копра	со сторо- ны подъ- емной машины	верхнего	нижнего	верхнего	нижнего	верхнего	нижнего	основное (графы  2, 5 и 6)	дополни- тельное  (графы 2, 3, 4, 5 и 6)	особое (графы 2, 7, 10, 8 и 9)
1		3	4	5	6	7	8	9	10			
1—2 2—3 3—4 4—5  5—7 7—8 8—9  9—1U 10—11 11—11 12—13 13—14 14-15 15—16 16—17 17—18 18—12 19—20  2—26 5—21 6—21	—24,0 — 12,25  -6,2 -1,75  -2,0 —4,1 —5,85 — 10,6 — 16,55 —22,3 —28,0  —34,1  —36,0 4-24,3  4-21,8 4-19,5  4-17,3 4-15,0  4-12,5  0 — 0,7	++2 4-0,7 4-0,15  0  0  —0,75 —2,1 —2,1 —2,1 —2,1  —2,1 —2,1 —2,1  —4,0  —4,0  —4,0 —4,0 —4,0  —4,0 —0,23  0	—6,52 - 1,9 —0,7  0 0  4-0,2 +0,8 + 0,6 -0,2  - 1,0 -4,8 -2,55  —2,55 +10,85 +9,95 + 9,1 + 8,2 +7,25 +5,7  0 -0,23	—								
				—2,44 —1,09  0 0 0 0  -2,75 -10,1 — 10,1 -10,1 -10,1 -10,1 — 10,1 -0,99 -0,99 -0,99 —0,99 —0,99 -0,99  0 0	— 3,26  - 0,9  0  0  0  0  — 3,0 — 11,05 — 11,05  — 11,05 — 11,05 — 11,05 — 11,05  0  0  0  0  0  0  0  0	— 4,88  — 2,18  0  0  0  0  —5,5  —20,2  —20,2  —20,2  —20,2  —20,2 — 20,2 — 1,98  — 1,98 — 1,98  — 1,98 — 1,98  — 1,98  0 0	—6,52 — 1,8  0 0  0  0 —6,0 —22,1 —22,1 —22,1 —22,1 —22,1 —22,1  0 0  0  0 0  0 0  0	1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1	II  ОО ОО ОО ОО ОО ОО ОО ОО ОО ОО ОО ОО to	СОЮ  ° ° uiuioi одЪл од	° ° °  О О О О О О О)	ело  СЛ	—28,0  —7,7  0 0 0  0  —26,0  —95,0  -95,0  —95,0  —95,0  —95.0  —95,0 0 0  0 0 0  0 0  0	—29,7 — 14,24  -6,2 — 1,75  —2,0  —4,1 — 11,6  —31,75  —38,7  —43,45 —49,15 —55,25 —57,15 +24,31 +21,8 +19,5 + 17,4  + 15,0 +12,5  0  — 0.7	—36,62 —16,14 — 6,9  0 0  —4,85 —13,7  —33,85 —40,8  —45,55 —51,25 —57,8 —59,7  +35,15 +31,75 +28,6 +25,5  +22,25 +18,2 — 0,23 — 0,93	—54,88  —23,4  0  0  0  0  —37,35  —125,8  —131,75 — 137,5 — 143,2  —149,3  —151,2
Продолжение табл. 18

Усилия, т

Эле- менты (см. рис. 45)	От собст- венного веса	От ветра		От натяжения подъемных канатов		От двойного рабочего натяжения канатов		От разрывного натя- жения канатов		От разных сочетаний нагрузок*		
		в лоб копра	со сторо- ны подъ- емной машины	верхнего	нижнего	верхнего 		нижнего	верхнего	нижнею	основное (графы  2, 5 я 6)	дополни- тельное (графы 2. 3, 4, 5 и 6)	особое (графы 2, 7, 10, 8 и 9)
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10			
4—7	—0,65	—0,675	—0,675	0	0	0	0	0	0	—0,65	— 1,325	—
3—8	—2,25	— 1,45	— 1,4	0	о	0	0	0	0	—2,25	—3,75	—
2—9	—7,0	0	—3,2	—0,26	0	—0,52	0	+2,2	0	—7,0	— 10,2	—
10—20	—4,5	0	—1,75	0	0	0	0	0	0	—4,5	— 6,25	—
11—19	—3,5	0	—0,95	0	0	0	0	0	0	—3,5	—4,45	—
12—18	—2,6	0	—0,75	0	0	0	0	0	0	—2,6	—3,35	—
13—17	—1,75	0	—0,575	0	0	0	0	0	0	— 1,75	—2,325	—
14—16	—0,8	0	—0,4	0	0	0	0	0	0	—0,8	—-1.2	—
13—17	— 1,75	+0,2	—0,15	0	0	0	0	0	0	— 1,75	-—1,9	—
7—21	-0,2	-0,2	4-0,2	0	0	0	0	0	0	—0,2	— 0,4	—
3—7	—0,8	+0,75	0	0	0	0	0	0	0	—0,8	—	—
4—8	0	0	4-0,95	0	0	0	0	0	0	0	+0,95	—
2—8	—1,8	+1,55	0	0	0	0	0	0	0	— 1,8	—	—
3—9  9—20	0 -4-3,5	0 0	4-1.85 4-1,5	0 0	0  0	0 0	0 0	0  0	0  0	0 +3,5	Н>8? +5,05	—
10—19	-4-4,35	0	4-0,85	0	0	0	0	0	0	+4,35	’i 5,2	—
11—18	+3,75	0	4-0,75	0	0	0	0	0	0	+ 3,75	+4,5	—
12—17	+3,6	0	4-0,7	0	0	0	0	0	0	+3,6	+4,3	—
13-16	+3,0	0	4-0.7	0	0	0	0	0	0	+3,0	+3,7	
*	Ив граф 3,	4, 7, 8, 9, 1	.0 принимаются графы с нанбольши			\:и усилиями.						
в4
Аналогично определяем усилия в элементах копра от действия
ветра со стороны машины и сбоку. Усилия от этих нагрузок также
вписываем в табл. 18.

Усилия от натяжения подъемных канатов.
При расчете усилий в элементах копра приходится рассматривать

три величины натяжения в каждом
канате: рабочее, двойное рабочее
и разрывное. Для удобства расче-
та находим усилия в элементах
от натяжения каждого каната
в отдельности силой в I т, а
затем эти усилия умножаем на ве-
личину расчетного натяжения.

Сначала определяем графиче-
ски величину и направление равно-
действующей от натяжения обеих
ветвей подъемного каната, а за-
тем переданные внутренней и по-
перечными фермами узловые на-
грузки в фасадной ферме.

Натяжение канатов от рабочей
нагрузки определяем по форму-
лам:

Si = [Gi + Q+^(/7 + A)] х

х(1 + Й1)1'06’

Рис. 47. Диаграмма усилий от дей-
ствия ветра в лоб копра

s;=(G1 + Q + №*)(i-g-a1)il5;

SS=tC.+ Q + l«(H + /l)l(l-jgI)ii-6

Разрывное усилие подъемных канатов определяем по ГОСТ.

Получив усилия в элементах копра от всех видов нагрузок,
определяем наибольшие значения основных, дополнительных и осо-
бых сочетаний нагрузок для каждого элемента копра; результаты
вычислений заносим в табл. 18.

Для наиболее полного ознакомления с расчетом статически
определимых копров приводится схема расчета шатрового копра,
состоящего из двух ферм, связанных между собой шарниром, бла-
годаря чему такой копер рассчитывается, как трехшарнирная
арка (рис. 48).

Для определения усилий в элементах копра от действия собст-
венного веса, приложенного в узлах, каждая из опорных реакций
разлагается на вертикальную и горизонтальные составляющие.
Рис. 48. Диаграмма усилий от действия натяжения
канатов
Для нахождения величины вертикальных составляющих реакций
составляется уравнение моментов

относительно опоры и делится на
длину пролета, т. е. на расстояние
между опорами А и В, При этом
вертикальные составляющие опор-
ных реакций получают такие же
значения, как для простой балки
такого же пролета, соответственно
нагруженной.

Горизонтальные составляю-
щие Н реакций равны и прямо
противоположны и определяются
моментом М относительно ключе-
вого шарнира;

м = MQ — Hf = 0,
откуда

Мо
Н = —bL
f ’

где Mq — момент всех вертикаль-
ных сил, который равен
изгибающему моменту от
этих сил в середине бал-
ки такого же пролета;

f — превышение ключевого
шарнира над линией, со-
единяющей опорные шар-
ниры.

После нахождения величин
вертикальных и горизонтальных
составляющих распора строится
диаграмма усилий в элементах
от собственного веса (рис. 49). При
действии сил на одну половину
копра удобнее определять вели-
чину реакции графически из усло-
вия, что опорная реакция нена-
груженной половины проходит
через шарнир, а опорная реакция
второй половины — через точку
пересечения равнодействующей
всех сил с опорной реакцией не-
нагруженной половины (рис. 50).

Рис. 49. Диаграмма усилий от соб-
ственного веса в трехшарнирной
арке
Рис. 50. Схема к расчету трехшарнирной фермы копра

§ 10. Расчет статически неопределимых копров

К статически неопределимым копрам относятся такие системы,
фермы которых не могут быть рассчитаны при помощи одних урав-
нений статики, т. е. имеются так называемые лишние стержни,
или лишние опорные реакции.

Для определения усилий в этих лишних элементах и величины
лишних опорных реакций необходимо, кроме имеющихся уравне-
ний статики, составить еще столько дополнительных уравнений,
сколько в ферме лишних неизвестных. Эти дополнительные урав-
нения выводятся из рассмотрения упругих деформаций системы,
под которыми следует понимать бесконечно малые перемещения
узлов, происходящие вследствие изменения длины элементов и
упругости опор.

Отношение между изменением длины стержней и зависящим от
них перемещением узлов дает возможность определить усилия
в элементах и опорные реакции таких статически неопределимых
ферм, которые с удалением лишних стержней могут быть превра-
щены в статически определимые системы, подверженные исклю-
чительно упругим деформациям. Из всех существующих способов
расчета статически неопределимых систем наиболее удобным для
расчета копров является способ Максвелла—Мора.
Теорема Максвелла

Если в копровой ферме (рис. 51), находящейся под действием
силы Р, которая вызвала в элементах усилия Sa от какой-нибудь
другой причины (например, температурного влияния), длина эле-
ментов фермы изменится на As, то узлы переместятся: узел,
к которому приложена сила Р, переместится в точку а' в направ-
лении силы Р на величину 6а; тогда на основании закона возмож-

где S — усилие в элементе от этой нагрузки, кг;

I — длина элемента, см;

F — площадь сечения элементов, слс2;

Е — модуль упругости, кг/см2.

Вставив значение As в уравнение работы, найдем

» -	„ X _ у SbSl

°° РЕ и	ре ‘

Когда S~Sb и S~Sa, получаем

" РЕ	£ pg >

где Здь —перемещение узла а в направлении силы Sb’,
ЪЬа — перемещение узла b в направлении силы Sa.
Из последнего уравнения получаем теорему Максвелла

$ab =

т. е. от действия силы Р==1 в узле а узел Ь перемещается в направ-

89
лении силы Pi=l на такое же расстояние, на какое перемещается
узел а в направлении силы Р=1 от действия силы /\=1 на узел Ь.

Расчет статически неопределимых 'ферм способом Максвелла — Мора

Для расчета статически неопределимой фермы копра, на кото-
рую действует сила 7? (см. рис. 51), принимаем за лишний стержень
(элемент) укосину С—Е. Отбрасывая лишний стержень С—Е, по-
лучаем простую статически определимую ферму, в которой лег-
ко можно определить усилия So в стержнях от действия си-
лы R. Затем к узлу С прикладываем силу Х=1/п, направлен-
ную по укосине, и определяем усилия Si в стержнях фермы от
действия этой силы.

На основании теоремы Максвелла имеем

Е —

где 8с-е — изменение длины лишнего стержня;

As — изменение длины других стержней фермы.

Истинные усилия в стержнях фермы равны So+SiX.

Удлинение стержней фермы определяем по формуле

= (So+SiX)^,
удлинение укосины

Подставив значения 'с~е и As в уравнение теоремы Максвел-
ла, получим
откуда

SSi<So ТТ’
х =--------

-Si Ef + FE

где суммирование распределяется на все стержни.

Ниже приводится числовой пример определения усилий в эле-
ментах фермы (рис. 52) от действия вертикальной силы Р=85000^
и горизонтальной #=32000 кг. В качестве лишнего элемента
(стержня) принимаем укосину С — D, которую отбрасываем. За-
тем построением диаграммы определяем усилия в элементах фермы
т дейс твия сил Р и Н и от действия силы Х= 110. Полученные
для всех элементов усилия So и Si вписываем в табл. 19.
Таблица 19

р Эле- менты (рис. 52)	L, cm	F, cm*	L  F(E)	Sx, m	S», m		F(E)
и.	660	58,52	11,27	4-3,125	—258,0	4-109,70	—9100,0
U1	585	58,52	9,99	4-2,65	—210,0	4-70,25	—5570,0
Us	585	58,52	9,99	4-2,23	— 176,0	+49,6	—3930,0
и.	585	58,52	9,99	4-1,81	—142,0	4-32,75	—2572,0
U;>	585	58,52	9,99	4-1,39	— 108,0	+ 19,3	—1500,0
01	600	49,84	13,24	— 1,75	4-134,0	+40,6	—3100,0
ot	585	49,84	11,74	— 1,33	4-100,0	+20,8	— 1555,0
Оз	585	49,84	11,74	-0,91	4-66,0	+9,8	— 705,0
O4	585	49,84	11,74	—0,45	4-32,0	+2,88	— 184,0
Оз	585	49,84	11,74	0	0	0	0
O,	860	22,84	37,65	—0,65	4-50,0	4-15,85	— 1220,0
Dt	803	22,84	35,16	—0,60	+47,6	+ 12,7	—995,0
D»	803	22,84	35,16	—0,60	+47,6	+ 12,70	—995,0
Dt	803	22,84	35,16	—0,60	+47,6	+ 12,70	—995,0
Dt	803	22,84	35,16	—0,60	—47,6	+ 12,70	—995,0
Vy	550	41,84	13,10	4-0,40	—32,0	+5,6	—448,0
V»	550	41,84	13,10	4-0,40	—32,0	+5,6	—448,0
V8	550	41,84	13,10	4-0,40	—32,0	+5,6	—448,0
V,	550	41,84	13,10	4-0,40	—32,0	+5,6	—448,0
и»	550	41,84 .	13,10	0	—32,0	0	0
C—D	3400	153,6	1	22,2	I —	—	—	—

Для определения усилий X в укосине решаем уравнение

S\L L

Т(Ё) + ~(Ё)

35210

444,73+ 22,2

- —75000 кг.

Определив усилие X, строим диаграмму усилий от действия
сил Р, Н и X, из которой находим усилия в элементах.

Расчет статически неопределимой фермы копра на все виды нагрузок

Для расчета принят копер (рис. 53) высотой 34,0 ж с расположе-
нием шкивов на одном уровне: подъем осуществляется шеститон-
ными скипами; подъемный канат имеет разрывное усилие 100 т.

Расчет усилий от действия собственного
веса. Задавшись собственным весом копра и шкивов и определив
распределение этих нагрузок между узлами фермы, отбрасываем
укосину, усилия в которой принимаем за лишнюю неизвестную.
Затем построением диаграммы находим в элементах оставшейся
фермы усилия So от действия расчетных нагрузок и усилия Si
от действия силы Х=1т, направленной по укосине (рис. 54).

Полученные результаты вписываем в табл. 20.
Рис. 52. Схема к расчету статически неопределимой фермы
копра
Размеры элементов

Определив величина

8
находим значение силы X по формуле

S-^S^L

V- НЕ)

S НЕ)

= 4,12 т.

Рис. 53. Расчетная схема копра

— 10 771

2619,3

Рис. 54. Диаграммы усилий Зч
и So от действия постоянной
нагрузки

Фактически усилия в элементах фермы определяем по формуле

•S = So + <$iX.

Расчет усилий от действия ветра. Расчет ве-
дется для давления ветра в лоб копра и со стороны подъемной ма-
шины (укосины). Величину ветровой нагрузки и распределение ее
по высоте принимаем согласно СНиП.
Определив величину узловых нагрузок, укосину как лишний
элемент отбрасываем. При помощи диаграмм определяем усилиях
в элементах фермы от действия ветра в лоб копра и со стороны
подъемной машины.

Полученные результаты вписываем в табл. 21.

При действии ветра в лоб копра значение силы X определяем
по формуле

Х =	=	= +5,081 т.

„п Ь	ZOiy.u

2SI Т(Ё)

При действиии ветра со стороны подъемной машины

v SjSqL

у ~ F(E) _	32,212 _ uq. т

Х --------s*T--------W “ 14’3‘ т-

Фактические усилия в элементах фермы для каждого вида дей-
ствия ветра определяем по формуле S=So+XSi.

Результаты вычислений вписываем в табл. 21.

Таблица 21

Эле- менты (см. рис. 53)	Ветер в лоб копра				Ветер co стороны подъемной машины			
	Se, tn	S.SiL F(E)	xst	Фактическое усилие S = SqSjX, tn	St, т	S&L  F(E)	XS,	Фактическое усилие .  S = S( T StX. m	\  1

1—3	+39,8	—2835	—26,4	+ 13,4	—47,0	+3345	+64,0	+ 17,0
3—5	+26,2	—1099	—21,3	+4,9	—36,8	+ 1542	+51,6	+ 14,8
5—7	+26,2	—1099	—21,3	+4,9	—36,8	+ 1542	+51,6	+ 14,8
7—9	+16,8	—560	—16,9	—0,1	—28,0	+933	+41,0	+13,0
9—11	+16,8	—560	—16,9	—0,1	—28,0	+933	+41,0	+ 13,0
11—13	+ 9,4	—232	—12,5	—3,1	—19,0	+471	+30,4	+ 11,3
13—15	+ 9,4	—232	—12,5	—3,1	—19,0	+471	+30,4	+ 11,3
15—17	+ 4,0	—64	—8,1	—4,1	—10,3	+ 165	+ 19,7	+9,4
17—19	+ 4,0	—64	—8,1	—4,1	—10,3	+165	+19,7	+9,4
19—21	+ 0,7	—5	-0,5	+0,2	—1,5	+ 108	+8,9	+7,4
21—23	+ 0,7	—5	—0,5	+0,2	—1,5	+108	+8,9	+7,4
2—4	—31,6	—1894	+28,8	—3,4	+41,1	+2462	—68,2	—27,1
4—6	-31,6	—1894	+28,2	—3,4	+41,1	+2462	—68,2	—27,1
6—8	—21,3	—790	+23,9	—2,6	+32,4	+1202	—57,8	—25,4
Продолжение табл. 21

	Ветер в лоб копра				Ветер co стороны подъемной машины			
Эле-				усилие				усилие , m
менты (см. рве. 53)	<Sq> 171	F(L)	XS,	еское ,X, m		S0StL F(E)	XS,	S*. ®+
				£ Л				
				Sil Geo				Geo
8—10	—21,3	—790	+23,9	+2,6	+32,4	+1202	—57,8	-25,4
10—12	—12,9	—391	+ 19,5	+6,6	+23,5	+712	—47,3	—23,8
12—14	—12,9	—391	+ 19,5	—6,6	+23,5	+712	—47,3	—23,8
14-16	— 6,4	—150	+15,1	+8,7	+ 14,8	+348	—36,6	—21,8
16—18	— 6,4	—150	+15,1	+8,7	+14,8	+348	—36,6	—21,8
18—20	—2,1	—35	+ 10,6	+8,5	+6,8	+99	—25,7	—19,7
18—22	—2,1	—35	+Ю,6	+8,5	+6,8	+99	—25,7	—19,7
2—3	—9,6	—136	+3,5	+4,2	—5,7	+53	—6,8	—1,4
3—6	+7,0	—65	—2,8	—3,6	—5,7	+53	+6,8	+1.1
6-7	—6,4	—65	—2,8	+3,0	—5,7	+53	—6,8	—1,1
7—10	-5,8	—59	—2,8	—2,4	+5,7	+53	+6,8	+ M
10-11	—5,2	—48	+2,8	—2,4	+5,7	+53	+ 6,8	—1.1
11—14	—4,5	—42	—2,8	+1>7	—5,7	+53	+6,8	+L1
14-15	—3,9	—36	+28	—1,1	+5,7	+53	—6,8	—1.1
15-18	+3,2	—36	—2,8	+ 0,4	—5,7	+53	+6,8	+1.1
18-19	—2,5	—23	+2,8	+0,3	+5,7	+53	—6,8	—1,1
19—22	+ 1,8	— 17	-2,8	—1,0	—5,7	+53	+6,8	4-1,1
22—23	—1,0	—16	+4,8	+3,8	+1,9	+31	-11,7	—9,8
23—24	0	0	—3,1	—1,2	+ 1,2	+5	+7,5	+6,3
22—24	0	0	—4,9	+4,9	+ 1,1	+ 14	-11,8	—10,7
22—26	0	0	0	0	—2,9	0	0	—2,9
24—26	0	0	-5,1	- 5,1	—1,1	0	+12,3	—11,
—	+39,8	0	—31,1	+ 8,7	' —17,0	0	+75,4	+28,1
	—4,9	0	+1,8	— 3,1	+3,6	0	—4,3	—0,7
28—27	0	0	-51	- 5,1	0	0	+12,3	+12,3
		—13 291				+32 212		

Расчетусилий от работы подъема должен вес-
тись от действия рабочего натяжения канатов, двойного рабочего
натяжения и от разрывного натяжения.

Ввиду аналогичности расчета удобнее рассчитать усилия в
элементах от натяжения каждого каната силой 1 т, а затем про-
стым перемножением определить усилия в элементах от всех ви-
дов натяжений.

В настоящем примере ведем расчет на разрывное натяжение
100 тп, а-усилия от рабочего и двойного рабочего натяжения запи-
сываем в табл. 22.

Равнодействующую от разрывного натяжения в подъемных ка-
натах определяем графически: в нижнем канате — 7?х=200 т;
в верхнем канате Rs= 198 tn.

При разрывном усилии в нижнем канате ревнодействующая
«661

		рис		
		vq	0^0,4^ кф. Op bp <O Op Cn 4^ b-». Cb	bo Co Op 4^. t< Q)	Co to -si Сл			ле- нты м.  .53)		
329,713.	+++ 1 + 1 + I + I + 1 + 1 + 1 1 1 1 1 1 1 1 I 1 1  o' -о—O>L p 1	to to Ф* ф^ СЛ СЛСЛ CT -4 -4 — — to to OO 00 4^ Ф- ел слр  фк. oo OO	0000CA3CTCTCTCTOCTCTCTCT0000<©OOOOOO*--^-OOOO>-->--*-‘>r‘t0*0+^  OO oo ел	^-ООООООООООООООООООООООООоСЛООФьфьСОССЬОЬОООСЛСЛООФь^ООЬО	и/ ’«s		| Усилия
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 L  ЮЮОЭфь	1—»>— to to  ООО О	tO	— фА-ф^ффСЛСлЮЮ — Ю	00 00 -"1	00 00 — Си  ф»	-^оэстстелстостстстстст’—'Sioo^^h2b:uiyito^44totcajO)Oooooooo4  —	О 4^ <© 00 ОО ОО ОО СО ОО ОО 00 СО 00 СТ *q	‘ 00 00 00 00 О О tO tO 0О 00 СТ СТ О О О ^0 О  ОО	со о 4^. to to to ьо to to to ьо ьо о о о о о о о о о о о о о о ст о о о о о о о		s	p p И	от разрыва
1 + 1 |- + 1 + 1 + 1 + 1 + 1 + 1 +++++++++++ 1 1 1 1 1 1 III II — -о — О _А	to to ОО СО фх фь сл СЛ ст ст tO tO СО ОО Ф*> 4^ СЛ СЛ р  to ф^ *4 to	- — to to to to ел  СТ 4x >— СЛ	— -<1СТООСТСТ<СТСТСТСТСТСТФ»4^СЛСЛФ^Ф^00С0<©<© — —tObObOtOCT — <£>С©СЛ		I:  J	0	s s я ж
1+++ 1+11+1+1+111+11++111111++111111111 —	— О —	—	to	ОО	to	to	oo	oo	—	—	—	—	—  bOj—JO<© Ор О JOJO to to bo to JO to JO CO p — p СЛ p p СТ CT OO ppp p WJOJO^NO <©p 05 о "о о ст b ст ст ст ст о о о b b b b ст о о о о о о о о о о о о о о о о о о о о		фактические  усилия  s — Se +	tn		о каната 1
l+l l+l+l+l+l+l+l1111111111+++++++++++  о ОО — СТ —	—	ОО ОО Фь фх СЛ СЛ СЛ СП -"4 — — tO ЬО О0 ОО Ф> Ф>- СЛ СЛ CD  Ф> ОО фь WOOW<I^^4S14<I4^(DOO>- — 00C04^4^CTCTOCTtOtO00004^4^CTCTO 00 00 00 (©ООООСЛСЛСЛСЛСЛСЛСЛСЛСЛ — ОЬООа>ООСЛСЛООСЛСЛООФ>>фхООООФ“4^С©		ui **s		I Усилия
352 549	1 I 1 1 + 1 + 1 + 1 + 1 1 1 1 1 1 1 1. 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 I  —to to 00	— — to to 4^  ООО О •— to	ь-* фх ф». co С© О CD 00 OO СО Ф^	CO 00 00 00 фь фь 00 00 <©  4^ OOOObOCDCTCTCDCTCT>CTCTOtOC©<©-sJ-<IOOC©C©tOCD-sl^CnCDtOtOc©<©CTCT-<] 4^ ОСТЮСОѩѩѩ<©С©С©С©<©<©СЛООООООСЛСЛСЛСЛС©СЛСЛСЛЬОЬОСЛСЛЮЬОФ^4^^1 oo 00 — tO-sl-^l^l-q^J-sl-4-и-ЧОООООООООООСТСТООООООООО	^1	p p	от разрыва
1+11о+1+1+1+1+1+1+++++++++++11111111111 —	0°—— . , , ,	,	ЬЭ ЬО фь СЛ СЛ Ст) СЛ -"J-<l	tO ЬО СО ОО 4^ Ф^ СЛ СЛ СТ  СО фх to oo t000t0*<l‘<l“^‘<l*4‘<l‘4-<]*<>c©000000—•—О0О0Ф^Ф*.<©<©>— ^-ООООФ^Ф*-СЛСЛ«© Ф>- -О ф* 4х	►— ОО"Ч“^]ЮЮСЛСЛ*^]'^СлСЛЬ0Ь0Пп00фь.фк<©		p		W а>  XJ X я л>
1 i++oL+.L+1 +1 + I +1 +OL^LLLLLLLL++++++  coppj© о ст о р р ~ р р — — р р^— рр оор СФррр оооо рел to jo ° ° ° ° ° J^ooc о о о о о о о о o'boo Ь о bbbbbbbbbbbbbb о		фактические  усилия  s = S, -b SiX m		'о каната

а б л и ц a 22
/?i = 200 m распределяется элементами средних фермочек и бал-
ками на узлах фасадных ферм следующим образом:

вертикаль- на узел 20—Р2о • • б,9 т
ная сила

» » 22—Р22 • • 8,7 т
горизонталь- на узел 22—-Ы22 • • 4,5 т

вертикаль- на узел 20—Р2о • • 6,9 т
ная сила

» » 22—Р22 . .1,5 щ
горизонталь-на узел 22—Н2г • 1,5 т

ная сила	ная сила

сила, на- » »	26—Р2б . 135,5ш сила, на- »

правленная	правленная

по укосине	по укосине

Расчет ведем на нагрузки правой фермы.

При разрывном усилии в верхнем канате

»	26—Р2б . 46,2 т

равнодействующая

R2 = 198 пг распределяется элементами средних фермочек и бал-

ками на узлы фасадных ферм следующим образом:

	правая ферма	левая ферма
вертикаль- ная сила	на узел 20—Р2о •	, 2,25 т вертикаль- на узел 20—Р20 . 2,22 т ная сила
	»	» 22—Р22 .	. 0,5 т	» »	22—Р22 . . 3,0 т
сила, на- правленная по укосине	»	» 26—P2g •	. 49,0 т горизонталь- » » 22—Р22 . . 2,25 т ная сила  сила, на- » » 26—Р2С> . . 143 т правленная по укосине

В этом случае расчет ведем для левой фермы.

После определения величины и точек приложения действующих
нагрузок строим диаграмму усилий для значений So, и, приняв
из табл. 20 значения величин

г L S.L

’ F (Е)	F (Е)	F(E)

находим значение лишней неизвестной.

При разрыве нижнего каната

L

у<?2____£_

— 329 713

2619,13

+ 126,1 т\

при разрыве верхнего каната

L

-SiS0 F(E) —352549	.	. с

' X = - 	= - - 2б19у-= + 134,5 т.

-Si

Фактические усилия в элементах фермы определяем по форму-
ле s =Sq + SX и результаты вписываем в табл. 22.

Усилия в элементах копра от всех видов нагрузок вписываем
в сводную табл. 23 и в соответствии с расчетными комбинация-
ми определяем расчетные усилия вэлементах, составленные из сумм
усилия от нагрузок, входящих в данную комбинацию. По этим
усилиям подбираем сечения элементов.
98
”Ч  8	t\D	!<) Io to l\j bo	ч* 4.	bo ►«-* *** k-<	u'-t t  O)	ФкКэСчСоЬоСоОо<:И4\ы-*С^чЧО>СоКэО)ОоОзЧ^’\Эс^>ОоО)4\Ьс»‘^*^С>Х)СлСо^>*'0,ЧСлСок-*  11111II11111 I 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 I 1 1 1 1 1 1 II 1 1 1  *4	ChCbU^^Coto^OOoCMM^^Q)	to^)Co	bo <^>	Co CO N^l Co	—	Элементы (см. рис. 53)	
	i +++1 i +1 i +1 +1 +1 +1 +1XH11X11 i ++1 i i i i nil 4^ ND JD3 OS bO JD3JLO JD) ND JOND ND ND ND ND ND ND h2J3 0°^ On Ю W О О 4 OO^ W Cj-СЛСЛ Ф	Ф  "4^- "co "o "ф* 'co "cD "•—‘ co “co "co "co "co "co "co "co "co "00 CD "ф- "co 00 Ч ND Q3 "- J "ND "*— 03 СП О "►— 03 "O3 "bO "*4 Lo	to	От собственного веса	
	1 ++11+11+	1111111111++111111111  O3^00^-NDO03C£>*—О^'^ООС<-':--’ООС0*—^-C0C0UiOl^->—‘Ч-Ч^^СОСООЗОЗООСО "CO "4^"NDC0 Vj"co"oo"o"co	"-ч"-ч"00 00 Оо"оо"ф^"ф>х"—‘"ф»«"ф^Х—"^-oXocoXd^^JO	СО	От ветра	
	1+++ 1+11+1+1+1+1+111111111+++++1111111  CD 0 ND — О j— 0 0 jO 0 О О О О 0 0 JZ> JND Ф» JDO JjO 4^ 4^ ND JND ND JND j— J— О JO JZ> JD j— j— j— j— "ND"ND"o"CO "4^X0 "4^ "CO"CO"CO"CO"CO"CO"CO"CO"CO"4^"-<l"4^"O3"O5"CO"CO"CO"CO"►— "►—‘ "“-J"<]Ъо"CO О O"co"c*0 CD		нижний канат	От рабочей i нагрузки
	I+++ I+I+I+I+I+I+ 111II11111++	+  03 J2OO OOOOOjZ)OOOOOOOOj—OOOOOOOOOOOOOOOOOO Ojo  "co "nd "cd "co ф» "co "co "nd "nd "nd "nd "nd "nd "nd "nd "nd "co "co 03 03 "co "co "co "co CD CO "co "co	"nd	СИ	верхний канат	
	L1 ++	1 +1 -1-1 +1 +1 +1 +	1	1 1 1 1 1 1 1 1 1 ++  ND Оь-ООО OOOOOOOOOOOO^-—*>— — ОООО—J— ОООООО ОООО JO  О "co S 03	"0 "0 03 00 "co "co CO "co "co "co	CO CO	"O3 GO "-Ч 03 03 03 03 ""4 "*4 03 03	CO	а>	От двойной рабо- чей нагрузки	
	1 +++ -H-1 1 +1 +1 -hl 1 1 +1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 ++++1 1 I 1 1 1 1 O'—	>—	ND CO ND ND CO CO >— — »— —‘	CD	•—  CO j— 4^. CO	OO3ONDN0NDNDNDONDNDNDC04^ — СПСП OJO O) JO СИ СЛ JO JO СП СП ND JND J4 j4 JO CD JjO  "0 "0 0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "nd "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "00 "00 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 "0 0		Максимальное от разрывной на- грузки, т	
	1+++11+11+1+1+1+111111111111+++11111111  ND	>— ND — ND 1—	x — 1—	>— >— ND  JO JO OjOJ\OJDO Un -O ND ND ND ND Ю ND ND ND ND CO 03 CO CD О -^Jj<l COJDOJO J—СП СЛ JO JO СЛ СП JO J— Ш Cn ►— 03 "00 ND 03 "4^ ">— "— "00 "4^ "4^ 4^ 4^ 4^ 4^ "4^ "4^ "4^ "nd "co "-+I "cn "0 "co "00 "“-J ND "-Ч ND "cn "0 ND "co £ "co 03 "b- UJ CO 0 000000000000000000000000000000 0.0 0000000	основные сочетания (графы 2, 4 и 5)		Усилия от разных сочетаний нагрузок кг
	1 ++11+11	1111111111++111111II1  co co >—	1	1	1	1	1	1	1 I |CO'N'N4^4^'NWWWW'--f	•— O* ND bO CO  СП	I	j-qjDO JDI CO — CO	1	1	1	1	1	1	1	1	1	JDDJDO	—*JX> QOj^JJsDJsD ND 4^ СПСГЗ JO74 00JD3 03	4^  cp	03 "00 "co "00 "4^ 0 "4^	"оз"4^"со"оо"—‘ "-4"—* 03 O) "co "co "4^.0"'— "co"co CH "o"~0 ^.1	О  О	О О О О oo о	ооооооооооооо о о о о о о	о	дополни- тельное сочетание графы 2, (3, 4 и 5)		
	L+++ । +1 । +1 +1 -I-1 +1 +1 I 1 I 1 1 1 1 1 1 ++++1 1 1 I 1 1 1  СП to . 1 _А >—х	со СП 4^ 4^ 4^ 4^ ND ND IO ND н— —	' ND ND СО  Oj^jOCn 1 -Ч О 03 СО СО СО СО JDOJLO СО СО JDO СП CD J—j—J^JDO JjO O3J^J 4^ СП JO ND 4^4^ J4J^)JD3J<IJDO CO ►— "4 "co 03	"сп	"-Ч	"co	CD	"cd	"co	"co "co "co "co "cd "go "cn "nd ch "0 "co "00 "-Ч "nd "cn "0 -4 ND СП О  03 03	"*ч	-ч	СО  ОООО о О' О О О О о о О О 03 О О О О О О О О О О О О о о о о о о о о о о о	Особые сочетания (графы 2, 6 и 7)		

Усилие, tn

33
Расчет копров с рамной панелью

Часто приходится некоторые панели фасадных ферм конструи-
ровать без раскосов. В таких случаях панель должна быть особо
жесткой, а элементы ее должны воспринять возникающие в них
изгибающие моменты.

Ввиду значительной сложности расчета усилий во всех элемен-
тах'копра с рамной панелью рекомендуется при расчете всей фермы

Рис. 55. Схемы к расчету копров с рамной панелью:
а — с нижней рамной панелью; б — с верхней рамной панелью

копра не учитывать рамность панели. Значение изгибающих момен-
тов в стойках рамной панели определяется упрощенным способом
только от действия ветровой нагрузки.

Рассматривая нижнюю рамную панель как двухшарнирную
раму (рис. 55, а) и верхнюю — как замкнутую бесшарнирную
(рис. 55, 6), жесткость элементов которой равна бесконечности,
можно считать, что реакции обоих шарниров равны между собой

Нг = Н2 =

Наибольший изгибающий момент

Мщах — 2 •

Ввиду симметричности верхней рамы нулевые точки моментов
100
расположены посередине ног рам. Рассматривая нулевые точки
как шарниры, можно написать

^2^2 _ rjr _ тг	лл ___

—2~ — Г«1 — Н 2 И Мщ ах — 4

ГлГПодбирая сечение стоек рамных панелей, следует учитывать
усилие в них от действия всех нагрузок, полученных при расчете
всей фермы, и изгибающие моменты от действия ветра.

Рис. 56. Схема к расчету фасадной статически неопределимой фермы копра
шатровой системы

Расчет статически неопределимых копров шатровой системы

К этой категории относятся шатровые копры, состоящие из
двух укосин, расположенных под углом 180° и жестко связанных
между собой (рис. 56).

Внутренне эти копры могут быть статически определимы, т. е.
отвечать условию и=2к—3, а внешне они однажды статически
неопределимы, так как в каждой опоре, принимаемой как шарнир-
ная, неизвестны величины и направление реакций, т. е. копер этот
представляет собой двухшарнирную арку. Для расчета такого
копра наиболее удобно принять за неизвестную величину горизон-
тальную составляющую одной из реакций, т. е. считать одну опору
подвижной.

Ниже приводим пример расчета усилий в элементах копра от
действия силы Р=1 /и. Приняв за неизвестную горизонтальную
составляющую X реакции опоры В, находим усилия So и

в предположении подвижности опоры В.

Горизонтальная составляющая опоры В определяется по фор-
муле

V -	_ 147X45 __ ч

Х —	2 L ~	4598,0 —	0,d“0 т-

Результаты расчетов приведены в табл. 24.

Таблица 24

Элементы (см. рис. 56)	L, см	F, cm2	L	Slf tn	SOt m	s2 — 1	S,S,L F(E)	Расчетные усилия s = S0 +
01	575	120,00	4,80	4-5,30	— 1,40	+ 134,30	—35,50	+0,175
Оа	340	120,00	2,83	4-5,30	— 1,40	+ 70,00	—21,00	+0,175
О3	435	120,00	3,62	4-5,30 +5,30	— 1,40	+ 102,00	—26,80	+0,175
о4	550	120,00	4,58		— 1,40	—128,00	—34,50	+0,175
О»	560	120,00	4,66	+5,30	—1,40	+ 130,00	—34,50	+0,175
о6	635	120,00	5,28	+5,30	—1,40	+ 148,00	—39,00 ;	+0,175
оч	575	120,00	4,80	+5,30	—2,60	+ 120,00	—66,00	—1,04
0'2	340	120,00	2,80	+5,30	—2,60	+ 71,00  + 90,60	—39,00	—1,04
О'з	435	120,00	3,62	+5,30	—2,60		—50,00	—1,04
0'1	550	120,00	4,58	+5,30	-2,60	+ 114,50	—61,00	— 1,04
О'з	560	120,00	4,66	+5,30	—2,60	+ 116,00	—62,00	—1,04
О'в	635	120,00	5,28	+5,30	—2,60	+ 132,00	—79,00	—1,04
иг	600	70,00	8,56	—5,50	+ 1,80	+259,00	—85,70	+0,145
Ut	350	70,00	5,00	—5,50	+1,80	+150,50	—49,50	+0,145
и<,	450	70,00	6,43	—5,50	+ 1,80  + 1,80	+ 194,20	—63,30	+0,145
U,	575	70,00	8,22	—5,50		+248,00	—81,20	+0,145
Ur,	600	70,00	8,56	—5,50	+ 1,80	+259,00	—84,75	+0,145
	600	70,00	8,56	—5,50	+ 1,22	+245,00	—57,20	—0,230
U'i	350	70,00	5,00	—5,50	+ 1,22	+ 143,00	—33,50	—0,230
U’t	450	70,00	6,43	—5,50	+1,22	+ 184,00	—43,00	—0,230
и\	575	70,00	8,22	—5,50	+ 1,23	+235,0  +245,0	—55,00	—0,230
U'r,	600	70,00	8,56	—5,50	+ 1,22		—57,40	—0,230
D	710	50,00	14,20	—5,70	+ 1,50	+460,0	—122,0	—0,188
	710	50,00	14,20	—5,70	+ 1,80	+436,0	—147,0	+0,115  +0,138
V	650	50,00	13,20	—3,55	+ 1,00	+ 173,0	—47,50	
A	—	—	—	+ 1,00	+0,50	—	—	+0,360
в  i i  1	—		  i	—1,00  i	—1,20	14598,0 1	21471,45 I	—1,250

§11. Расчет копров смешанной системы

Копер смешанной системы состоит из металлической укосины
и железобетонного станка.

Укосина смешанного копра (рис. 57) в смысле статического рас-
чета представляет собой двухшарнирную арку, опирающуюся од-
ной опорой на фундамент, а другой на железобетонный станок .
Внешне укосина однажды статически неопределима, так как в каж-
дой опоре неизвестны величины и направления опорных реакций.

Расчет производится описанным выше способом, согласно ко-
торому лишняя неизвестная (в данном случае горизонтальная со-
ставляющая реакции верхней опоры) отбрасывается, т. е. опора

Рис. 57. Расчетная схема копра смешанной системы

считается подвижной. Сначала в элементах определяются: усилия
So от действия расчетной нагрузки и усилия Si от действия гори-
зонтальной силы 77=1 т.

После этого значение неизвестной определяется по формуле

L
уад F (£)

F(E)

Усилия в каждом элементе копра рассчитываются по формуле
s = So -|- SiX.

Для иллюстрации применения этого метода расчета копров
смешанной системы и определения нагрузок от укосины, действу-
ющих на железобетонный станок, приводим краткий числовой
пример расчета скипового копра высотой 28,5 м (см. рис. 57) с раз-
рывным натяжением канатов 5=61 т. Собственный вес копра при-
нимается равным 30 т, двух шкивов —'12 т.

Принимаем, что собственный вес копра равномерно распределен
между всеми узлами копра.

Узловые нагрузки фасадных ферм от собственного веса копра
и шкивов составляют:

Р = Р2 = 0,45; Р3 = 5,0 + 0,45 = 5,45 т; Pt =
= 2,8 + 0,45 = 3,25 т;

PS = P3 = P, = PS = P9 = 0,45 m; Plo = 0,45 т; = 0,45 т;
Аю = 0,42 т; Ри = 0,45 т; /(п = 0,45 tn; Pi2-27 = 0,45 т.

Для определения усилий So находим сначала аналитически
реакцию опоры А, для чего берем момент относительно опоры В
Мв = 0,45 (2,20 + 1,0 + 4,40 + 2,05 + 5,45 + 3,20 + 6,55 + 4,30 +

+ 7,65 + 5,40 + 8,75 + 6,50 + 10,75 + 9,90 + 7,55 + 10,75 +

+ 8,50) + 5,45 • 10,75 + 3,25 • 10,75 + 0,75 (13,15 + 9,85 +
+ 10,75) + 0,45 (9,85 + 9,25) + 0,42 • 26,0 + 0,45 (10,75 + 9,85) —

— ДЮ,75 =0,

откуда	Д = ^=16,95 /л.

Из диаграммы определяем усилия So, Si и результаты вписы-
ваем в табл. 25.

Силу X определяем по формуле

L

— -ад р _	—1217,93

Л	I —	425,68

-^>1 /?(£)

= + 2,85 т.

Усилия всех элементов копра определяем по формуле
s = So + SiX и результаты вписываем в табл. 25 и 26.

Ветер в лоб копра действует только на узлы 3, 4, 5 и 7, так
как до этого уровня копер закрыт железобетонным станком.
Ветровые нагрузки в этих узлах составляют = 60 кг, W4 =
= 140 кг, W5 = 150 кг и W7 = 80 кг. Для определения So нахо-
дим аналитически величину реакции опоры А:

Мв = 80 -31,25 + 150 • 28,50 + 140 • 26,0 +

откуда

+ 60 - 23,80 + А • 10,75 = 0,
л 11 770 inner
А ~ ~ 1075" — ~ 1095 KS'

Далее строим диаграммы усилий So, S] и определяем значе-
ния величин

SS0Si ^ = 48,79 m;
L

1S°SlF(E) 48,79 _	nn

„ L	~	425,68 ~	’

“S! F(E)
Усилия от сили X = 1 /и Усилия от собственного веса копра
Продолжение табл. 25

с				Усилия от силы X		= 1 tn	У си л	ия от собственного		веса копра
Элементы рнс. 57)	L, см	F, см*	L F(E)	Sx, гп	S  1 Г(Е)	'F(E)	So» ”г	ss L  S"S‘F(E)	s.x	s — So Н- 4-S^Y

А
/1'
В
В'
4—6
6—10
4—10

— 1,73
+ 1,00
+ 1,73
+ 1,00
0

0
О

+20,6 0		—4.9  +2,9	+15.7 +2,9
+ 5,4	—	+4,9	+ю,з
0	—	+2,9	+2,9
— 3,6	—	—	—3,6
0	—	—	0
0	—	—	0
	—1217,93		

425,68

По формуле s = So + S]X находим усилия всех элементов
копра и результаты вписываем в табл. 26.

Ветер со стороны подъемной машины вызывает нагрузки в
узлах:

UZ2o—-40 кг;	11719 = 80	кг;	=	90	кг;	—	140	кг;

1Г17 = 90 кг;	Flo = 90	кг;	Г15	=	110	кг; Г10 =	120	кг;

№13 = 120 кг»	Г12 = 100 кг;	Wn	=	90	кг;

— 150 кг и	1Г8 = 80	кг.

Для определения усилий So определяем величину реакции
опоры Л:

Мв~ 80 • 27 + 90 • 5,4 + 90 • 8,3 + 90 • 11,2 + 110 • 14,1 +
+ 140 • 17,0+ 120 • 19,0+ 100 • 22,2 + 90 • 24,3 + 120 • 26,0 +
+ 150 • 28,5 + 80 • 31,2—Л 10,75—0;

откуда	А = 23 080 = 2150 кг.

10,/о

После построения диаграмм усилий So и Si определяем зна-
чение величин:

ад^—-284,^;

— iS0Si £(£) _ —284,92

' I	425,68

V q2-----

= + 0,67 т.

Усилия в элементах копра определяем по формуле s = So +
+ SjX.

Усилия от натяжения канатов. Сначала определя-
ем усилия в элементах фасадных ферм от разрывного натяжения
канатов, а для получения усилий от действия рабочей нагрузки
полученные результаты делятся на соответствующий запас проч-
ности.
Равнодействующие от разрывного натяжения канатов S
= 61 т определяются графически и составляют R±= 116 т и
/?2 = 114 tn.

Нагрузки от разрывного натяжения верхнего каната (/?i) пе-
редаются внутренними фермочками и поперечными балками на
узлы фасадных ферм следующим образом:

На более нагруженную ферму
вертикальная нагрузка Р3 . . 4,5 т
»	»	. 6,0 т

по направлению верхнего Ро . 47,5 т
пояса укосины	Р1г . 30,5 tn

На менее нагруженную ферм}'
вертикальная нагрузка Р3 . . 4,5 т
» в Ai • . 1,0 т
по направлению верхнего Р3 . . 6,5 т
пояса укосины	Р^ . 30,5 т

Построением диаграммы определяем усилия So, S^, Sb а так-
же значения величин:

^§£ = + 960,0:	= + 391,0;

F(E)	F(E)

В табл. 25 вписываем усилия при X' как наибольшие.

Нагрузка от разрывного натяжения нижнего каната (Т?2) пе-
редается внутренними фермочками и поперечными балками на
узлы фасадных ферм следующим образом: на более нагружен-
ную ферму Pi0 = 53 /и; Ри = 34 т; на менее нагруженную ферму
Рю = 7 т\ Рц = 34 т.

Далее строим диаграммы Гдля этих нагрузок и определяем
усилия So и S'.

Затем определяем силу = Х':

V 1259	п n-	v/	290,4	п

“ 425,68 “	2,95	т; Л	425j68 —	0,6S	m.

Усилия в элементах при действии силы X' вписываем в
табл. 26.

Расчет показывает, что:

все усилия от работы подъема воспринимаются только верти-
кальным и верхним наклонным поясами, благодаря чему нагруз-
ки передаются кратчайшим путем на фундамент;

все остальные элементы от работы подъема не напряжены, а
потому сечения их подбираются только по незначительным уси-
лиям в них от действия собственного веса и ветра, а также по
конструктивным соображениям;

большая часть всей нагрузки передается на верхний наклон-
ный пояс и от него на фундамент, и только незначительная часть
нагрузки передается на железобетонный станок, в соответствии
с чем динамическое действие нагрузки воспринимается главным
образом металлической частью копра, а не железобетонным
станком.
Эле- менты (см. рис. 57)	От дейст- вия собст- венного веса	От действия ветра		От рабочего натяже- ния	
		в лоб коп- ра	со стороны машины	верхний канат	нижний канат
1	2	3	4	5	6
1—2	— 14,00	+0,86	—0,75	— 2,15	— 0,89
2—3	—14,10	+0,96	—0,98	— 1,50	0
3-4	— 7,00	+0,86	—0,84	— 0,86	0
4—5	— 2,80	+0,86	—0,84	0	0
5—6	+ 0,60	—0,15	0	0	0
4—5	— 0,90	0	0	0	0
9—10	— 1,20	—0,24	+0,23	0	0
6—9	0	0	—0,15	0	0
6-7	— 0,60	0	0	0	0
9—8	— 0,60	—0,24	+0,24	0	0
7—8	(.)	—0,08	0	0	0
6—8	0	+0,25	—0,25	0	0
6—10	+ 1,70	—0,67	+0,64	0	0
10—11	— 0,10	—1,00	+0,94	— 6,80	— 7,60
11—12	— 1,50	— 1,00	+0,97	— 11,10	— 12,40
12—13	— 1,50	— 1,05	+ 1,10	— 11,10	— 12,40
13—14	— 4,20	-1,12	+0,91	—11,20	— 12,55
14—15	— 4,70	— 1,12	+0,95	— 11,20	— 12,55
15-16	— 8,10	—1,06	+0,59	— 11,00	— 12,30
16—17	— 8,60	— 1,06	+0,62	—11,00	—12,30
Усилия, т

От двойного рабоче- го натяжения		От разрывного натя- жения		От разных сочетаний нагрузок		
верхний кан ат	нижний канат	верхний канат	нижний канат	основных (графы 2.5 и 6)	дополни- тельных (графы 2,  5, 6, 3 и 4)	особых (графы 2, 9, 1, 10 и  8)
7	8	9	10			
— 4,30	— 1,78	—15,10	— 6,20	—17,04	— 17,79	—30,88
— 3,00	0	-10,50	0	-15,60	— 16,58	—24,60
— 1,72	0	— 6,00	0	— 7,86	— 8,70	—13,00
0	0	0	0	— 2,80	—	—
0	0	0	0	+ 0,60	—	—
0	0	0	0	— 0,90	—	—
0	0	0	0	— 1,20	—	—
0	0	0	0	0	—	—
0	0	0	0	— 0,60	—	—
0	0	0	0	— 0,60	—	—
0	0	0 "	0	0	—	—
0	0	0	0	0	—	*-	
0	0	0	0	+ 1,70	—	—
—13,60	—15,20	—47,50	—53,00	—14,50	—15,50	— 66,70
—22,20	—24,40	—78,00	—87,00	—24,90	—26,40	— 110,70
—22,20	—24,40	—78,00	—87,00	—24,90	—26,40	—110,70
—22,40	—25,10	—78,80	—88,00	—27,95	—29,07	-114,60
—22,40	—25,10	—78,80	—88,00	—28,45	—29,57	—115,10
—22,00	—24,60	—77,10	—85,90	—31,40	—32,46	а 13»Оо
—22,00	-24,60	—77,10	—85,90	—31,90	-32,96	— 116,50
Эле- менты (см. рис.^57)	От дейст- вия собст- венного веса	От действия ветра		От рабочего натя- жения	
		в лоб коп- ра	со сторо- ны машины	верхний канат	нижний канат
1	2	3	4	5	6

17—16	—10,00	—1,01	+0,70	— 10,80	—11,80
18—19	— 11,30	—1,01	+0,65	— 10,80	—11,80
19—20	— 11,90	-1,01	+ 0,68	-11,80	—11,80
20—21	+ 1,90	+0,04	+ 0,50	+ 0,27	+ 0,36
21—22	+ 1,70	+ 0,04	+0,40	+ 0,27	+ 0,36
22—23	+ 2,00	+0,07	+0,40	+ 0,28	+ 0,50
23—24	+ 2,50	+0,07	+0,40	+ 0,28	+ 0,50
24—25	+ 1,20	+0,13	+ 0,24	+ 0,65	+ 0,86
25—26	— 0,7	+0,13	+0,24	+ 0,65	+ 0,86
26—27	— 1,50	+0,19	+0,40	+ 0,87	+ 1,12
27—2	- 0,90	+0,19	+0,40	+ 0,87	+ 1,12
4—10	— 0,60	—0,14	0	0	0
3-11	— 0,20	0	-0,09	0	0
2—12	— 0,60	—0,07	— 0,16	0	0
27—13	— 2,80	+0,12	-0,70	+ 0,34	+ 0,44
1—27	— 3,00	+0,12	—0,70	+ 0,34	+ 0,44
14—26	- 0,20	0	0	0	0
15—25	+ 0,20	0	0	0	0
16—24	— 0,20	0	0	0	0
~ 17—23	+ 0,20	0	0	0	0
с с©					
Продолжение табл. 26						
Усилия, т						
От двойного рабоче- го натяжения		От разрывного натя- жения		От разных сочетаний нагрузок		
верхний канат	нижний канат	верхний канат	нижний канат	основных (графы 2, 5 и 6)	дополни- тельных  (графы 2,  5, 6, 3 и 4)	особых (графы 2, 9, 1, 10 к  8)
7	8	9	10'			
-21,60	—23,60	-75,30	—83,50	—32,60	—33,61	— 115,10
—21,60	—23,60	—75,30	-83,50	-33,90	—34,91	—116,40
—23,60	—23,60	—75,30	—83,50	—35,50	—36,51	—119,00
+ 0,54	+ 0,72	+ 1,90	+ 2,50	+ 2,53	—	—
+ 0,54	+ 0,72	+ 1,90	4 2,50	+ 2,33	—	—
+ 0,56	+ 1,00	+ 2,70	+ 3,50	+ 2,78	—	—
4 0,56	+ 1,00	4 2,70	4 3,50	+ 3,28	—	
4 1,30	+ 1,72	+ 4,60	Ч- 6,00	+ 2,71	—	—
+ 1,30	+ 1,72	4 4,60	4 6,00	4 2,21	—	—
+ 1,74	+ 2,24	4 6,10	+ 8,10	- 1,50	—	+ 10,24
+ 1,74	4- 2,24	+ 6,10	+ 8,10	— 0,90	—	+ 10,24
0	0	0	0	— 0,60	—	—
0	0	0	0	— 0,20	—	
0	0	0	0	— 0,60	—	.....
+ 0,68	+ 0,88	+ 2,40	4 3,10	— 2,02	—	......
+ 0.68	+ 0,88	4 2,40	+ 3,10	— 2,22	—	--
0	0	0	0	— 0,20	—	.....
0	0	0	0	+ 0,20	—	..._
0	0	0	0	— 0,20	—	--
0	0	и	0	4 0,20	—	•—
о

.Эле- менты (см. рис. 57)	От дейст- вия собст- венного веса	От действия ветра		От рабочего натя- жения	
		в лоб коп- ра	со стороны машины	верхний канат	нижний канат
1	2	3	4	5	6 i
					
18—22	— 0,60	0	0	0	0
19—21	- 0,20	0	0	0	0
3—10	— 0,80	0	0	0	0
3—12	+ 0,60	0	0	0	0
2—13	+ 0,60	— 0,14	+0,30	— 0,34	— 0,44
13-26	— 3,00	—0,04	+0,60	— 0,17	— 0,23
15—26	— 2,30	+0,04	+0,89	+ 0,17	+0,23
15—24	+ 1,40	—0,04	+0,22	— 0,17	— 0,23
17—24	+ 1,80	+0,04	—0,01	+ 0,17	+ 0,23
17—22	+ 0,20	-0,04	—0,04	— 0,17	— 0,23
18—21	+ 0,09	0	0	0	0
А	+ 15,70	—0,90	+0,99	+ 2,05	+ 0,74
А'	+ 2,90	-0,11	+0,67	- 0,33	— 0,43
В	+ 10,30	+0,90	—0,99	+ 9,80	+ 10,80
В'	+ 2,90	+0,32	-0,63	+ 3,50	+ 4,00
4—6	— 3,60	0	0	— 1,00	0
6—10	0	0	0	— 7,28	- 8,15
< -10	0	0	0  1	0	0
Продолжение табл. 2G

Усилия т

От двойного рабоче- го натяжения		От разрывного натя- жения		От разных сочетаний нагрузок		
верхний канат	нижний канат	верхний канат	нижний канат	основных (графы 2, 5 и 6)	дополни- тельных  (графы 2,  5, 6, 3 и 4)	особых (графы 2, 9, 7, 10 и  8)
7	8	9	10]			
0	0	0	0	— 0,60	—			
0	0	0	0	— 0,20	—	—
0	0	0	0	— 0,80	—	—
0	0	0	0	+ 0,80	—	
— 0,68	— 0,88	— 2,40	— 3,10	— 0,18	—	—
— 0,34	— 0,46	— 1,20	— 0,50	— 3,40	—	.—
+ 0,34	+ 0,46	+ 1,20	+ 1,50	— 1,90	—	.—
— 0,34	— 0,46	— 1,20	— 1,50	+ 1,00	—	.—
+ 0,34	+ 0,46	+ 1,20	+ 1,50	— 0,40	—	
— 0,34	— 0,46	- 1,20	— 1,50	— 0,20	—	—
0	0	0	0	+ 0,09	—	—
+ 4,10	+ 1,48	+ 14,40	Ч- 5,10	+ 18,49	—	+ 34,58
— 0,66	— 0,86	— 2,30	— 3,00	— 3,66	—	—
+ 19,60	+21,60	+69,10	+75,90	+30,90	—	+ 105,80
+ 7,00	+ 8,00	+24,70	+28,00	+ 10,40	—	+ 37,90
- 2,0	—	— 7,00	0	— 4,60	—	— 10,60
—14,56	— 16,30	- 51,00	-57,00	-15,43	—	- 71,56
0	0	0	0			
§ 12. Сечение элементов металлических копров

Подбор и типы сечений элементов копра

Подбор сечения элементов является очень ответственным мо-
ментом проектирования надшахтных копров, так как, кроме проч-
ности и хорошей работы элементов, обусловливает также эко-
номичность всей конструкции. Сечение должно быть простым
и состоять из возможно меньшего числа составных элементов,
а также числа швов, которые легко подвергаются коррозии.

Сечение должно обеспечить удобства для сварки, клепки и
покраски, для чего следует избегать узких зазоров.

При прохождении элемента через несколько узлов панелей,
в которых меняется его усилие, следует обеспечить возможность
удобного последовательного изменения сечения элемента без
усложнения конструкции.

При составном сечении элемента необходимо стремиться к
минимальному количеству плоскостей с соединительными решет-
ками, которые значительно повышают вес элемента, не увели-
чивая его рабочей площади. В зависимости от величины усилия,
свободной длины и способа крепления в узлах элементов копра
могут быть одно- или двухстенчатые. Одностенчатое сечение наи-
более экономично; значительно меньше расходуется металла на
соединительные решетки и косынки; снижается вес копра за счет
уменьшения величины конструктивного коэффициента (отноше-
ние фактического веса копра к теоретическому), при определе-
нии которого учитывается только принятое сечение элементов,
входящих в схему копра. Поэтому рекомендуется, как правило,
проектировать сечения элементов копра одностенчатыми, осо-
бенно при усилии менее 75 т и свободной длине менее 6 м. При
значительной сжимающей силе и большой свободной длине вы-
годнее применять двухстенчатое сечение, в котором повышение
жесткости достигается раздвижкой ветвей сечения.

Сечения вытянутых раскосов и ригелей рекомендуется проек-
тировать главным образом из углового сортамента. Двутавры
и швеллеры применяются только для ригелей в станках, несу-
щих рельсовые проводники, так как позволяют осуществить их
крепление специальными зажимами. При этом следует прини-
мать такие номера двутавров или швеллеров, чтобы общая ши-
рина полок была равна ширине полки расстрела для возмож-
ности использования для проводников одного типа зажимов.

Из приведенных на рис. 58 типов сечений наиболее конструк-
тивным для вытянутых раскосов и ригелей является неполное
крестовое сечение (рис. 58, а), в котором заклепки или сварные
швы располагаются симметрично относительно центра тяжести
и линии действия усилия и нет узкого зазора, который затруд-
няет покраску. Для особо длинных относительно одной оси рас-
косов в которых требуется жесткость в связи с возможным про-
висанием, а также для ригелей, которые, кроме продольных
усилий, испытывают изгибающие напряжения от местной на-
грузки, применяются сечения, изображенные на рис. 58, б.

Для сжатых элементов копра наиболее рационально приме-
нять неполное крестовое сечение, особенно для стоек станков,
две решетки. В тех случаях,
когда расчетная длина эле-
мента относительно оси у—у
больше, чем относительно
х—х, рационально крестовое
сечение подбирать из нерав-
нобоких уголков.

Сечения стоек - станков
в пределах проемов усили-
ваются (рис. 58, в).

Наиболее рационально для
вытянутых раскосов двух-
стенчатое сечение, которое
состоит из двух или четырех
уголков в зависимости от ве-
личины усилия в раскосе
и длины последнего. Для ри-
гелей удобнее всего трубча-
тое сечение из двух швелле-
ров или четырех уголков,
причем для удобства креп-
ления направляющих про-
водников следует повернуть
уголки или швеллера полка-
ми внутрь. Сечение сжатых
раскосрв и ригелей в зависи-
мости от свободной длины
элемента и величины его уси-

лия принимается из двух швеллеров или составное коробчатое.
Двухстенчатое сечение стоек копров проектируется большей
частью из двух швеллеров, причем площадь их сечения подби-
рается по той панели, в которой усилие стойки минимально,
а в других панелях сечение стойки увеличивается за счет листов.
При значительных усилиях сечение стойки подбирается из двух
листов и уголков.

Сечение поясов укосины зависит от системы копра. В копрах
станковой системы, где свободная длина пояса укосины в одной
плоскости велика, принято проектировать сечение укосины! с пе-
ременным моментом инерции за счет увеличения площади сече-
ния, т. е. с параллельными поясами. В этом случае наиболее
рациональным сечением пояса укосины является двутавровое
(рис. 58,г), при котором увеличение площади сечения к середине
00

Таблица 27

Вид напряженного состояния	Элементы одноподъемных копров	|			Элементы двух- и трехподъемных копров		
	Сочетания нагрузок					
	основное	дополнительное	особое	|	основное	|	| дополнительное ’	|	особое
Расчет на проч- ность при осевом растяжении и сжатии ....  Расчет на устой- чивость при осе- вом сжатии . .	N si mRFm  N < mRF6p<?	У < mRFmKi  N С mRF6v<fKi	R mRFнтК g  # < mRF6f<fK2	N < m2RFaT	N <  W < mlRF6p<fK	N С т1/?/?втК2  W < mtRF6{)<fK9

Примечание. Обозначения величин в формулах:

N — расчетная продольная сила;

т—коэффициент условия работы элементов одноподъемных копров;

/Л1 — коэффициент условия работы элементов двух- и трехподъемных копров;

R — расчетное сопротивление;

FHT—площадь сечения элемента с учетом его ослабления;

Гбр — площадь сечения элемента без учета ослабления;

у — коэффициент продольного изгиба.

оэ
может быть достигнуто за счет листов. В других системах
копров, где свободная длина пояса не превышает 5,0—6,0 м, сле-
дует проектировать исключительно одностенчатое составное тав-
ровое сечение (рис. 58, д), которое весьма экономично, так как
не требует косынок для крепления элементов решетки.

Взаимная связь между ветвями составного сечения может
осуществляться планками или решеткой. Планки очень удобны
для взаимной связи элементов составных сечений. Однако при
расстоянии между соединяемыми элементами более 400 мм эта
связь не дает требуемой жесткости и должна заменяться решет-
чатой.

Расчет сечений элементов копра

Расчет сечений элементов стальных копров должен произво-
диться по несущей способности на прочность и устойчивость при
воздействии расчетных нагрузок.

Условия работы одноподъемных стальных копров учитывают-
ся коэффициентом т = 0,8, а двух- и трехподъемных стальных
копров коэффициентом 1Щ = 0,75.

Кроме дополнительных сочетаний нагрузок, когда к нагруз-
кам от собственного веса и работы подъемов добавляется на-
грузка от действия ветра, в надшахтных копрах бывают так
называемые экстренные нагрузки, при этом рабочее натяжение
каната увеличивается в 6—8 раз. Поэтому, кроме учета дополни-
тельного сочетания, при котором расчетное сопротивление 7? уве-
личивается на коэффициент k± = 1,1, прочность и устойчивость
элемента проверяется еще на особое сочетание, при котором учи-
тываются экстренные нагрузки с увеличением расчетного сопро-
тивления R на коэффициент^ = 1,25.

Расчет сечений центральн о-p астянутых и цен-
трально-сжатых элементов производится по форму-
лам, приведенным в табл. 27.

Коэффициент продольного изгиба ср принимается в зависи-
мости от гибкости элемента (табл. 28).

,	Таблица 28

к	1 f'	X	<р	1 х	<р
0	1,00	70	0 81	140	0,36
10	0,99	80	0,75	150	0,32
20	0,97	90	0,69	160	0,29
30	0,95	100	0,60	170	0,26
40	0,92	НО	0,52	180	0,23
50	0,89	120	0,45	190	0,21
60	0,86	130	0,40	200	0,19

Гибкость элемента определяется по формуле

где I — расчетная длина элемента;
г — радиус инерции сечения.
Гибкость определяется в плоскости главных моментов инер-
ции. Составные элементы из деталей, соединенных вплотную или

через прокладки, должны рассчитываться как цельные, если рас-
стояние между прокладками и шайбами составных элементов
не превышает 40 г для сжатых стержней и 80 г для растянутых'
(г — радиус инерции уголка или швеллера относительно оси,
параллельной плоскости расположения прокладки).

Если ветви центрально-сжатого

элемента соединены планками или
решеткой, коэффициент ср относи-
тельно свободной оси, перпендику-
лярный плоскости планок или реше-
ток, должен определяться по приве-
денной гибкости ЛПр.

Для сечения элемента (рис. 59, а),
состоящего из двух ветвей, соединен-
ных между собой двумя плоскостя-
ми из планок,

где — гибкость элемента относи-
тельно оси у—у\
\х — гибкость элемента относи-

Рис. 59. к расчету гибкости эле-
ментов копра

тельно оси х—х.

Для сечения элемента (рис. 59, б) с двумя соединительными
плоскостями из решетки

где	F— площадь сечения всего стержня;

FP1—площадь сечения раскосов решетки, лежащих в плос-
кости, перпендикулярной оси I—I.

Для сечения элемента (рис. 59, в), состоящего из четырех
ветвей, соединенных между собой четырьмя плоскостями из пла-
нок,	___________

хпр = Vx2 + xf + xf,
где X— наибольшая гибкость всего элемента;

Xi, Х2 — гибкости отдельных ветвей относительно осей I—I
и II—II на участках между центрами крайних за-
клепок или между приваренными планками (см.
рис. 59, в).

Для сечения элемента, состоящего из четырех ветвей, соеди-
ненных между собой четырьмя плоскостями из решетки,
'™=1/ ,.. + 27(b.+iy

где FB1— площадь сечения пары ветвей с общей осью 7—7;
FBt — площадь сечения пары ветвей с общей осью /—II;
FPt — площадь сечения раскосов решетки, лежащих в плос-
кости, перпендикулярной оси II—II.

Гибкость отдельных ветвей между планками должна быть не
более 40, а ветви составных центрально-сжатых элементов, со-
единенных решетками, должны проверяться на устойчивость на
длине между узлами.

Соединительные планки или решетки центрально-сжатых со-
ставных элементов должны рассчитываться на условную по-
перечную силу Q, принимаемую постоянной по всей длине
элемента,

Q = 20/?бр,
где Fep— площадь всего сечения элемента.

Поперечная сила Q распределяется между параллельными
соединительными плоскостями поровну, причем соединитель-
ные планки должны рассчитываться по формулам:

' Т = ^2-; M =

где Т — сила, срезающая планку;

М— момент, изгибающий планку в ее плоскости;

Qn — поперечная сила, приходящаяся на планки одной
плоскости;

Zn — расстояние между центрами планок;

с — расстояние между осями ветвей.

При определении гибкости пересекающихся элементов
(стержней) решеток станков и укосин расчетную длину этих эле-
ментов в плоскости фермы следует принимать равной расстоя-
нию от центра узла до точки пересечения.

Вне плоскости фермы, когда элементы не прерываются, рас-
четная длина их принимается: при растяжении в поддерживаю-
щем элементе 0,5/ (где I — геометрическая длина элемента), при
неработающем поддерживающем элементе 0,71. Когда поддер-
живающий элемент (стержень) прерывается и перекрывается
косынкой, расчетная длина элемента принимается равной 0,7 /.

Расчет стержней, служащих для уменьшения расчетной дли-
ны сжатых элементов, производится на условную поперечную
силу Q = 20 Гбр.

Гибкость не должна превышать:

в сжатых элементах (стоек станков, элементов подшкивных
ферм и поясов укосин) 120;

в остальных сжатых элементах копров 150;

в растянутых и неработающих элементах 200.

Ниже приведены числовые примеры расчета сечений.

Пример 1. Рассчитать центрально-сжатый элемент двух-
стенчатого сечения одноподъемного копра при следующих
данных.
Расчетная продольная сила:
при основном сочетании нагрузок..........= 42,4 т

при дополнительном сочетании нагрузок . 7/а — 65,5 т
при особом сочетании нагрузок..............=	105,0 т

Расчетная длина элемента ......... / = 420 см

Коэффициент условий работы ................т	= 0,8

Коэффициенты учета сочетания нагрузок:

при дополнительном сочетании нагрузок . К\ = 1,1
при особом сочетании нагрузок..............=	1,25

Принимаем составное сечение стержня из двух швеллеров
№ 20а с двумя соединительными плоскостями из планок (см.
рис. 59, а). В этом сечении имеем:

F6p = 57,66 см2; FHT = 52,06 см2;

Jx = 3560,4 см*; Wx = 178,0 см3; г = 7,86 см; /, = 5890 см*;

-L=¥l = 53,5; <р = 0,88 (см. табл. 28).

Проверка принятого сечения:

на прочность

#!- =S mR =5	=5 0,8 • 2100, т. е. 810 < 1680 кг/см2,

Fht	52,06

^-=5/nfl/Ci===;S=S0,8 • 2100 • 1,1, т. е. 1260 < 1850 кг/см2,

Гнт	02,Ub

=5 mRKi =5 S =5 0,8 • 2100 • 1,25, т. e. 2020 < 2100 кг/см2;
rHT	52,Ub

на устойчивость

==#£=== 0,8 - 0,88-2100, т. е. 735 <1470 кг/см2,
гбр	о/,66

#1 =5 т ф RKi =5	=5 0,8 • 0,88 • 2100 • 1,1,

Лзр	5/,00

т. е. 1135 <1610 кг!см2.

т<? RKi =5г-^<0,8-0,88 • 2100 • 1,25, т. е.

Абр т	5/,Ь6

1825 < 1845 кг/см2.

Проверка устойчивости относительно оси у—у;

ХПР = /Х1 + >4 = 1470 + 1089 = 50,7;

ф = 0,89.

Так как коэффициент продольного изгиба относительно оси
у— у больше, чем относительно оси х—х, проверки не требуется.

Расчет соединительных планок на поперечную силу

Q = 20F6p = 20 • 57,66 = 1152 кг.

На каждую соединительную плоскость поперечная сила со-
ставляет

Qn = у = 576 кг.

Сила, срезающая площадку,
т Qn/_ 576-90,0
Т =	= —20— = 2600 кг.
Момент, изгибающий планку в ее плоскости,

М =	= 576 2 90,0 = 26 000 кгсм.

Пример 2. Подобрать тавровое сечение для верхнего пояса
укосины смешанной системы копра при учете особого сочетания
нагрузок.

Дано N = 270 т; I == 285 см.

Проектируется тавровое сечение, состоящее из двух уголков
150 X 150 X 14 и двух листов 320 X 12 (см. рис. 59, в).

При выбранном сечении имеем

для двух уголков 150 X 150 X 14 F6p — 80,5 см2

для горизонтального листа 320 X 12 Гбр = 38,4 см2

для вертикального листа 320 X 12 Гбр = 38,4 см2

ЕГбр = 157,3 см2

Площадь с учетом ослабления сечения заклепками

^нт = 157,3 — (2 • 2,6.2,3 + 4 • 2,3 + 2 • 1,2.2,3) = 130,6 см2.

Проверка на центральное сжатие:

#</п^2; ^^<0,8 -2100.1,25; 2060 < 2100 ке/сл2.

J нт	loU,b

Расстояние центра тяжести от оси х—х составляет

Sx = —38,4 • 0,6 + 38,4 • 16 + 80,5 • 4,22 = 931 см3,
откуда

*=tS -5'92 “

Момент инерции относительно оси у—у

Jy =	+ 2(849 + 4,822 • 40,25) +	= 6850 см*.

Момент инерции относительно оси х—х

,	32-1,23 , о , 12-323 1СППО Л д

«7Х — —х— -j-2-1565 -j~ —о— — 16298 см •
о	о

Момент инерции

Ло= 16298—5,922 • 157,3= 10 790 см*.

Радиус инерции

1 Г6850 л
Гmin —	157 g ~ 6,62 СМ.

Гибкость и коэффициент гибкости:

°'9'-
Проверка на устойчивость

N	С	лет < °’8 • °’91 • 2100 • 1’25' т- е-  1725 < 1920 кг/см2.

Расчет сечений внецентренно-p астянутых
и внецентренн о-с жатых элементов производится
по формулам, приведенным в табл. 29.

Расчетный момент при проверке на прочность принимается
равным ЛГтах. При проверке на устойчивость расчетный момент
принимается равным: для парноопертых элементов (стержней) —
наибольшему моменту в пределах средней трети длины элемен-
та; для консолей — моменту в заделке; для элементов рамных
систем постоянного сечения — максимальному моменту в преде-
лах длины элемента.

Значения величин вь <?Вн и с принимаются в соответствии
с НиТУ 121—55.

Ниже приведен числовой пример расчета внецентренно-сжа-
того элемента двухподъемного копра.

Рассматривается тавровое сечение элемента, на который дей-
ствуют: центрально-продольная сила 120 т эксцентрично прило-
женная сила 80 т с плечом е\ = 6 см и равнодействующая си-
ла 200 т с плечом эксцентриситета е = 2,4 см.

Принимаем тавровое сечение, представленное на рис. 59, в.
Расчет ведем с учетом особого сочетания нагрузок.

Проверку на прочность производим по формулам:

1 t	—Т *

1+е^нт



0,8 - 2100 - 930,6 • 1,25

930,6

1 + 2,4 582,6

267 000

14-0,54’

т. е. 200 > 180,0 т.

Для проверки на устойчивость находим сначала величину
по формуле (см. НиТУ 121—55, стр. 32, 63 и 66)

в1 = 71[( е +ГбоЬ )rfp + 0,05 ’

Решив это уравнение, получим, что е\ = 0,38 < 4,0, поэтому
проверку на устойчивость ведем по формуле

-гбр

Радиус инерции сечения

^min

10 790 о ,,
157,3 ~ 8,3 СМ'
Вид напряженного состояния	Элементы одноподъемных		
	Сочетание		
	основное	дополнительное	
Внецентренно-растянутые и внецент- ренно-сжатые элементы:  проверка на прочность  проверка на устойчивость в плоскости действия момента:  при е 4	С	-г—  - 1	нт  1 w~ нт  N <m<?BHRF6p	к	V 1  F ii	нт  1 w нт  N < /"«Рвн^бр^!	
при е > 4	W «S m<fyRF6pc	j	
устойчивость в плоскости, перпенди- кулярной плоскости действия мо- мента		W < m<fyRF6pcKl	

Примечание. Обозначение величин в формулах:

N — расчетная нормальная сила;

М — расчетный момент;

М

—	эксцентрицитет силы в плоскости действия момента;

—	приведенный эксцентрицитет;

1ГНТ—момент сопротивления сечения элемента с учетом его ослабления;

О — коэффициент, равный при:

О < X < 50 ............................... 0.67;

50 < X 100 ................................. 0,60+	0,0015Х;

X > 100 .................................. 0,75;

<рм — коэффициент продольного изгиба, принимаемый по гибкости элемента

—коэффициент продольного изгиба, принимаемый по гибкости элемента
Твн—коэффициент понижения несущей способности внецентренно-сжатого
с—коэффициент влияния изгибающего момента на устойчивость внецен
Обозначение величин: /?, т, mlt Къ Кз, ^бр> ^нт —см. в табл. 27.
копров I	Элементы двух- и трехподъемных копров

нагрузок

	особое	основное	| дополнительное	|	особое
	дг < т^нт^2	N < m\RFwt F  U7 w нт	N < F  1 + e-^L w НТ	дг < m\FFHT^2  1+вАт w нт
	F  \ + el^ w НТ			
	N < 'Я'Рвн7? X	N < т^внЯ/^р	N "ЧТвн^брК!	R < т1^вв^^рК2
	Х ^бр^2			
	N mFF6^2	N <	бР	N <  ।	Ю mlRF6p^2
	7*+ flei Ты		— +&1 Тм	r+0ei тм
	N < mx<fyRF6pcK2	< mx<fyRF6pc	N < mx4yRF6pcK.i	N С mrfyRFfyCKi

в плоскости действия момента (см. табл. 28);

в направлении, перпендикулярном плоскости действия момента (см. табл. 28),
элемента;

тренно-сжатого элемента.
Г ибкость

..‘-£>-34
Г 0,0

Коэффициент понижения несущей способности внецентренно-
сжатого элемента-определяем по НиТУ 121—55.

Тви 0,81.

Тогда

< /П1<рвнЯК2;	< 0,8 - 0,81 - 2100 • 1,25,

т. е. 1275 < 1700 кг/см2.

Расчет сечений изгибаемых элементов произ-
водится по формулам, приведенным в табл. 30.

§ 13. Уздо и стыки металлических копров

Общие требования к конструкции узла

Нагрузка от работы подъема отличается значительной дина-
мичностью, вызывающей постоянное вибрирование копра. Ис-
точником динамичности нагрузки могут быть толчки при про-
хождении лап подъемного сосуда через стыки проводников и
неправильная балансировка направляющих шкивов. Особенно
интенсивная динамичность нагрузки вызывается в периодах
ускорения и замедления каждого цикла подъема.

Для обеспечения особой надежности конструкции копра все
его узлы, непосредственно воспринимающие динамическую на-
грузку, как правило, должны выполняться клепаными.

Кроме того, основные соединения, производимые во время
монтажа копра в неудобных условиях, должны также осуще-
ствляться на заклепках. Все прочие узлы, выполняемые на за-
воде, должны быть сварными.

Для обеспечения рациональной конструкции узла необходимо
соблюсти следующие условия:

1.	Пересечение осей всех элементов (стержней), сходящихся
в узле, должно быть в одной точке (рис. 60). Только при этом
условии будет соблюдено равновесие узла, т. е. сумма горизон-
тальных Н и вертикальных V составляющих всех сил, приложен-
ных к узлу, включая усилия О2, и D2 элементов, будет
равна нулю. Если это условие не будет соблюдено, то от вер-
тикальных составляющих, равных и приложенных в одной точке,
в узле появится изгибающий момент.

2.	Количество заклепок и длина сварочных швов должны
соответствовать усилиям в элементах, прикрепляемых к косын-
ке узла.
	Элементы одноподъемных		копров	|	Элементы двух- и трехподъемных копров		
Вид напряженного состояния			Сочетание нагрузок			
	основное	дополнительное |	особое	|	основное	дополнительное |	особое
Поперечный из- гиб:  расчет на проч- ность ....  расчет на об- щую устой- чивость . . .  расчет на проч- ность при ко- сом изгибе .	М mRWBT Q^mRcpJ^. дбр  N m?6W6p  Мх Мх	Ч -J. s ¥ о	43	R I =5)  Xх V/ V/ +	X 1*	<	/А	!>  +	/Л	A	J  Т.	а	5	/Л  «	5 S Xi  0  Лз	$	13 Го»  * “		М < fn{RWnT  дбр  N m^6RW6p  Мг Мг	М <  Q miRcp—— R1 дбр  R < m^RW^Ki  Mx	Mx  x	у	СЧ	CM	k «  см	:<  1 О.	о  « ^IczT	S  * & % v' V/	c	5	1  5	v/	>  O’	b
	niR			*х + W'/ 1R		

Примечание. Обозначение величин в формулах:

М — расчетный изгибающий момент;

Q — расчетная поперечная сила;

^бр — момент сопротивления сечения без учета ослабления;

1ГНТ—момент сопротивления сечения с учетом ослабления;

«/бр —- момент инерции сечения относительно нейтральной оси с учетом ослабления сечения,

$бр— статический момент сдвигающейся части сечения относительно нейтральной оси с учетом ослабления сечения;

Ь — толщина стенки;

7? — расчетное сопротивление сдвигу;.

/?ср — расчетное сопротивление срезу;

<рб — коэффициент уменьшения несущей способности изгибаемых элементов при проверке их на общую устойчивость (при-
нимается по Н и ТУ 121—55).
3.	При конструировании узлов следует стремиться к совме-
щению линии центра тяжести элемента с его геометрической
осью, а также к симметричному расположению заклепок относи-
тельно этой совмещенной оси. При отсутствии указанного совме-

V-DzSinft

Рис. 60. Действие усилий эле-
ментов на узел

щения на узел будет действовать,
изгибающий момент.

4.	Очертание узловых косы-
нок должно приниматься таким,
чтобы рабочая площадь в опас-
ном сечении, проходящем через
крайние заклепки прикрепляемо-
го элемента, была не меньше пло-
щади его поперечного сечения.

Кроме того, следует стремить-

ся к минимальному количеству углов в косынке.

5.	Конструкция узла должна быть проста и доступна со всех
сторон для выполнения клепки или сварки.

Расчет заклепочных и болтовых соединений

Заклепочные соединения принимаются в копрах только в тех
узлах, которые непосредственно подвергаются воздействию ди-
намичной нагрузки от работы подъема, посадки клетей на кула-
ки, прохождения скипов или опрокидных клетей через разгру-
зочные кривые, а также в основных монтажных узлах, осущест-
вляемых при монтаже копра (соединение укосины с головкой
копра, крепление подшкивных фермочек и др.).

Заклепки и болты, подверженные действию продольной си-
лы N, рассчитываются по следующим формулам:

на срез

N mmz< nticpRcp ;

на смятие

на отрыв головок заклепок

N < mmcnROrp ;

на растяжение болтов

W < tnmQnRp -j-,
где т — запас прочности;

тс — коэффициент условия работы;

п — число заклепок или болтов в соединении;

пср — число рабочих срезов одной заклепки или болта;
d—диаметр отверстия для заклепки или наружный диа-
метр стержня болта;

do— внутренний диаметр нарезки болта;

Е8—наименьшая суммарная толщина элементов, сжи-
маемых в одном направлении;

Rep— расчетное сопротивление срезу;

Re»— расчетное сопротивление смятию;

Rotp— расчетное сопротивление отрыву головки заклепки;
7?р— расчетное сопротивление растяжению болта.

В зависимости от сочетаний нагрузок в приведенные форму-
лы вводится соответствующий коэффициент К.

Коэффициент условия работы тс принимается: для заклепок
с потайными или полупотайными головками, а также для болтов
черных, чистых и рифленых, работающих на растяжение — 0,8;
для заклепок, работающих на отрыв головки — 0,6; для анкер-
ных болтов, работающих на растяжение — 0,65.

Существует еще способ расчета заклепок по площади сече-
ния склепываемых элементов, т. е. сопротивление всех заклепок
приравнивается к сопротивлению приклепываемого рабочего се-
чения,

ns = Rfm, откуда п =
где п— количество заклепок;

s— расчетное сопротивление одной заклепки;

R— расчетное сопротивление единицы площади приклепы-
ваемого сечения;

/нт— рабочая площадь сечения приклепываемого элемента.
При * = |х п = р/нт,

где — число заклепок, необходимое для приклепывания 1 см2
рабочей площади элемента.

Достоинство способа расчета заклепок по сечению состоит
в том, что в элементе и в соединении получается одинаковый за-
пас прочности.

Для упрощения расчета в табл. 31 приведен коэффициент
для расчета заклепок на смятие при RCM = 2R; в табл. 32 приве-
ден коэффициент р для расчета заклепок на срез при
/?ср = 0,8/?.

При работе элемента на сжатие расчет заклепок производит-
ся по формуле

П = р/брф,

где	—коэффициент уменьшения допустимого напряжения при

наличии продольного изгиба.

Ниже приведены числовые примеры расчета.

Пример 1. Рассчитать необходимое количество двухсрез-
ных заклепок при следующих данных: d = 20 мм; N = 25 000 кг
и 8=10 мм; сочетание нагрузок — основное.
Т а б л и ц а 31

Наимень- шая тол- щина лис- та, мм	Коэффициент |л при /?см — 2R										
	Диаметр заклепки.						мм			
	14	!5	16	17	18	19	| 20	|	21	22	| 23
6	0,60	0,55	0,52	0,49	0,46	0,44	0,42	0,40	0,38	0,36
7	0,51	0,48	0,45	0,42	0,40	0,38	0,36	0,34	0,32	0,31
8	0,45	0,42	0,39	0,37	0,35	0,33	0,31	0,30	0,28	0,27
9	0,40	0,37	0,35	0,33	0,31	0,29	0,28	0,26	0,25	0,24
10	0,36	0,33	0,31	0,29	0,28	0,26	0,25	0,24	0,23	0.22
11	0,33	0,30	0,28	0,27	0,25	0,24	0,23	0,22	0,21	0,20
12	0,30	0,28	0.26	0,25	0,23	0,22	0,21	0,20	0,19	0,18
13	0,27	0,26	0,24	0,23	0,21	0,20	0,19	0,18	0,17	0,17
14	0,26	0,24	0,22	0,21	0,20	0,19	0,18	0,17	0,16	0,16
15	0,24	0,22	0,21	0,20	0,19	0,18	0,17	0,16	0,15	0,14

Таблица 32

Коэффициент р. при ЯСр=0,8 Я

Ко л и че ство-------------------------------------------------—

плоскостей	Диаметр заклепки, мм

среза	14	1 15	16	1 17	18	19 1	20	1 21	| 22	|	23
Одна . .	0,81	0,71	0,62	0,55	0,49	0,44	0.40	0,36	0,33	0,30
Две . .	0,41	0,36	0,31	0,28	0,25	0,22	0,20	0,8	0,16	0,15

Количество заклепок при расчете на срез

_ 4N _	4-25000_________97(.

П~ т mcncpRcpnd2 ~~ 0,8 • 2 - 1800 • 3,14 • 2«

Количество заклепок при расчете на смятие

W	25 000	о -

П~ т mQRCMd^ ~ 0,8(- 4200 -20-1,0 ~ ’

Принимаем четыре двухсрезные заклепки.

Пример 2. Определить необходимое количество односрез-
ных заклепок для прикрепления растянутого раскоса, сечение
которого состоит из швеллера № 22 при следующих данных: d =
= 20 мм; 8 = 10 мм; fm = 35,0 см2.

Из таблиц 31 и 32 находим коэффициент р-:
p-ср — 0,4 ; р-см — 0,25.

Количество заклепок при расчете на срез

/1ср = /нтР-ср ~ 35,0 • 0,4 = 14,0.

Количество заклепок при расчете на смятие

Цсм = /нтР*см = 35,0 • 0,25 = 8,75 .

Принимается 14 заклепок.
Пример 3. Определить необходимое количество двухсрез-
ных заклепок для прикрепления сжатой стойки при следующих
данных: /бр = 60 ел*2; d = 20 мм; ср = 0,78; 8=10 мм.

Количество заклепок при расчете на срез

иср = /брИср? = 60,0 • 0,2 • 0,78 = 9,4.

Количество заклепок при расчете на смятие

Лем = /бр IWP = 60,0 • 0,20 • 0,78 = 11,6.

Принимается 12 заклепок.

При разбивке заклепок или болтов рекомендуется принимать
следующие расстояния.

Минимальное расстояние в любом направлении между цент-
рами заклепок — 3d, между центрами болтов — 3,5d (где d —
диаметр отверстия). В элементах, работающих на сжатие или
растяжение, максимальное расстояние между заклепками (бол-
тами) в крайних рядах при отсутствии окаймляющих уголков
принимается 8d или 12 о (где Ь—толщина наиболее тонкого
наружного элемента пакета).

В средних и крайних рядах при наличии окаймляющих угол-
ков максимальное расстояние между заклепками (болтами) при-
нимается: при растяжении 16d, или 24$; при сжатии 12г/,
или 18 о.

Максимальное расстояние от центра заклепки (болта) до
кромки элемента принимается в направлении: вдоль усилия 2d;
поперек усилия при обрезных кромках 1,5 d; поперек усилия
при обрезных кромках 1,5 d; поперек усилия при прокатных
кромках 1,2 d.

Максимальное расстояние от центра заклепки (болта) до-
кромки элемента принимается 4d, или 8 3,

Толщина склепываемого пакета не должна превышать 5d.

Расчет сварных соединений

Различают сварные швы стыковые и угловые, При осевом
воздействии усилия на сварное соединение распределение напря-
жений по длине шва принимается равномерным. Сварные соеди-
нения рассчитываются по следующим формулам.

Расчет стыковых швов, расположенных перпендикулярно
действующей силе:

на растяжение

N < rnR™lmb;

на сжатие

N < rnR™lmb,

где N — сила, действующая на соединение;

7?£в—расчетное сопротивление стыкового шва растяжению;

R™ — расчетное сопротивление стыкового шва сжатию;
/ш— расчетная длина сварного шва;

8—наименьшая толщина свариваемых элементов;
т — коэффициент условий работы.

Расчет косых стыковых швов:

на растяжение

на сжатие



на срез

N<mR^±-a,
пев

где лср— расчетное напряжение стыкового шва при срезе;

а — угол между направлениями действующей силы и шва.

Расчет угловых швов на сжатие, растяжение и срез

ЛГ < 0,7/п/?уВ/шйш>

Г>св

где «у — расчетное сопротивление углового шва;
Лш— толщина углового шва (по катету).

Рис. 61. Сварные соединения

При конструировании сварных соединений следует соблюдать
следующие требования.

1.	Расчетная высота сварного шва принимается равной:

при стыковой сварке (рис. 61, а) наименьшей толщине свари-
ваемых элементов;

при ручной сварке угловых швов (рис. 61, б):

с вогнутой поверхностью шва высоте вписанного равнобедрен-
ного треугольника;

с выпуклой поверхностью 0,7 йш от меньшего катета.

2.	Расчетная длина стыкового шва 1ш* принимается на 10 мм
меньше его проектной длины, а при выводе его концов за пределы
стыка расчетная длина принимается равной проектной.
3.	При сварке элементов копра, непосредственно воспринимаю-
щих динамическую нагрузку от работы подъема, лобовые и флан-
говые швы, выполняемые вручную, должны иметь вогнутую фор-
му с соотношением катетов: для лобовых швов 1 : 1,5, для
фланговых швов 1:1. При автоматической и полуавтоматиче-
ской сварке швы могут иметь прямую форму.

4.	Толщина углового шва по катету Лш должна быть: не ме-
нее 4 мм и не более 1,5 8 в конструкциях, воспринимающих ста-
тическую нагрузку, и 1,2 8 — воспринимающих динамическую на-
грузку.

5.	Расчетная длина флангового и лобового швов должна быть
не менее 4Лш.

6.	Расчетная длина флангового шва должна быть не больше
60 а если воспринимаемое им усилие возникает на всем его
протяжении, длина шва не ограничивается.

7.	Прерывистые швы должны выполняться с промежутками,
равными не более 15 8 в сжатых элементах и не более 30 8 в рас-
тянутых.

8.	В соединениях внахлестку величина выпуска должна быть
не менее 5 8,.

9.	Запрещается применение комбинированных соединений, в
которых часть усилий воспринимается заклепками, а часть —
сварными швами.

Типы и конструкции узлов

В копровых фермах различают следующие узлы: располо-
женные по контуру фермы промежуточные; в местах крепления
укосины к станку, служащие основанием для подшипников шки-

вов опорные.

Очертание косынок узлов, рас-
положенных по контуру, зависит
от количества и направления схо-
дящихся в узле элементов, а так-
же от количества заклепок, необ-
ходимых для крепления элемента.
На рис. 62, а представлен одно-
стенчатый узел с коротышом, ко-
торый служит для увеличения
количества заклепок; в узле двух-
стенчатого сечения (рис. 62, б)
сходятся элементы двух взаимно
перпендикулярных стенок. Если
по расчету требуется в ряду рас-
положить более пяти заклепок,
делать, то для уменьшения их кол

п	д

Рис. 62. Типы узлов, располо-
женных по контуру фермы

чего практически не следует
ячества они должны быть пре-

вращены из односрезных в двухсрезные.

Промежуточные узлы (рис. 63) по конструкции просты и на-

ходятся в местах пересечения раскосов.
Узлы крепления укосины к станку (рис. 64) встречаются
исключительно в копрах станковой системы.

Так как расчет копра производится в предположении нали-
чия шарнира в узле крепления укосины к станку, то рекоменду-
ется конструировать этот узел не очень жестким во избежание

возникновения в нем

Рис. 63. Промежуточный
узел

к поясу, воспринимают

значительных дополнительных напряже-
ний.

Подшкивные узлы (рис. 65), под-
держивающие подшипники направляю-
щих шкивов, воспринимают от них
вибрационную нагрузку. Поэтому эти
узлы должны быть особенно тщатель-
но сконструированы, а допускаемые
напряжения в них должны быть умень-
шены на 20%. Подшипники направ-
ляющих шкивов устанавливаются на
верхних поясах узлов, к которым с обе-
их сторон подшипников приклепывают-
ся планки; между планками и подшип-
никами забиваются клинья. При такой
конструкции планки воспринимают го-

ризонтальную составляющую наклон-
ной равнодействующей натяжения ка-
натов, а болты, крепящие подшипники
вертикальную составляющую и работают

только на растяжение.

Особое внимание следует обращать на расчет количества за-
клепок и их расположение, принимая во внимание, что верхний
пояс узла, служащий основанием для подшипника, воспринимает

всю нагрузку и должен передать ее через заклепки на узловую
косынку для распределения давления между элементами узла.

Расчет опорных узлов должен производиться особенно тща-
тельно как в смысле его прочности, так и в отношении равномер-
ной передачи давления на фундамент.

По своей конструкции опорные узлы укосин проектируются
почти всегда жесткими, несмотря на то, что расчет копра ведет-
ся в предположении шарнирности узлов. Такое расхождение
между расчетным предположением и фактической конструкцией
узла допустимо в тех случаях, когда свободная длина укоси-
ны настолько велика, что, несмотря на жесткость ее сечения,
она все таки обладает некоторой гибкостью, позволяющей заме-
ну шарнирной опоры жесткой.

В отдельных случаях, когда укосина представляет собой
жесткую ферму, или при возможности неравномерной осадки
фундаментов, опоры укосины должны конструироваться шар-

нирными.

Жесткие опорные узлы укосины состоят из вертикальных
листов, опорных уголков и горизонтального листа (рис. 66, а).
Площадь опорного листа F определяется в зависимости от До-
пускаемого давления на фундамент

F = ab = % ,

где Р — нагрузка на опору;

К — допускаемое давление на фундамент;

а — длина опорного листа;

b — ширина опорного листа.

Отношение ширины опорного листа к его длине должно быть
равно 0,75.

Рис. 64. Узел крепления укосины к станку

Толщина опорного листа принимается равной 15—30 см, при-
чем длина консольной части листа и ширина полки опорного
уголка определяется расчетом из условия их прочного сопро-
тивления на изгиб от действия равномерно-распределительного
давления на фундамент. Равномерное давление фундамента из-
гибает опорный лист и полку уголка (рис. 66,6), а потому дли-
ну консолей У1 и Уг следует принимать с таким расчетом, чтобы
напряжения в опасных сечениях ах — <хх и аз — аг не превос-
ходили допускаемые.

Принимая обозначения, приведенные на рис. 66,6, можно на-
писать:

; Мя, = 5Z? ; Ц7Я1 =	; 1ГЯ, =

2	2	6

где М,, — максимальный изгибающий момент полоски шириной
1 см относительно сечения ах — ах;
Met2 —то Же относительно сечения а-г —Т-г*,

WaltWa2— моменты сопротивлений полоски шириной 1 см в се-
чениях соответственно оц — ai и 0.2 — а2 .

Напряжения в опасных сечениях ах— ai и а2 — аг опре-
деляются по формулам:

mRi = ~

а ।

~ъГ

mRz= iF1
а«

j>2

д2

Рис. 65. Подшкивной узел

Задавшись расчетным сопротивлением Rm на изгиб, толщи-
ной 81 опорного листа и толщиной 82 полки уголка, можно опре-
делить допускаемую длину консолей У1 и У2, или задавшись
величинами и У2, можно определить необходимую толщину
листа и полки уголка по формулам

При учете основных сочета-
ний нагрузок:

При учете дополнительных
сочетаний нагрузок:

У. = 6.	;

Г Rm .

При учете особых сочетаний
нагрузок:
у-=8> ]/£'
Для уменьшения изгиба от равномерного давления фунда-
мента средняя часть горизонтального опорного листа, заклю-
ченная между вертикальными листами, разделяется элементами
стойки и дополнительными профилями жесткости. В результате
этого полученные четырехугольные плитки (см. рис. 66, а) рас-
сматриваются как заделанные по всему контуру и рассчитывают-
ся по формулам:

. Ьс

V 0,75К ’	“ Уь2 — с2’

где с — длина перпендикуляра, опущенного из угла плиты на ее
диагональ;

I — длина плиты между центрами элементов;

Ь — ширина плиты между гранями вертикальных листов;

8 —толщина опорного листа;

R — давление на фундамент;

К — допускаемое давление на фундамент.

Длину Zi консольной части, защемленной только по трем сто-
ронам, можно принять равной 0,4 I. Допустимая длина I плиты
между центрами элементов в зависимости от толщины В опорного
листа и давления R на фундамент приведена в табл. 33.

Таблица 3

Толщина опорного ли- ста. 6, мм	Допустимая длина 1 плиты, мм																	
	при давлении R, кг/см*																	
	7	101	121	15	20 |	251	30	35 1	| 40	7	10	12 '	15	20	25	30 I	| 35	40
10	214	170	163	146	126	113	103	96	90	231	193	177	158	137	122	112	103	97
11	235	197	180	161	139	124	114	105	98	254	212	194	174	151	134	123	114	105
12	257	215	195	175	152	136	124	115	107	277	232	212	189	164	147	134	124	116
13	278	233	212	190	164	147	134	125	116	300	251	230	205	178	159	145	135	126
14	299	250	229	205	177	158	145	134	125	324	271	248	221	192	171	156	145	136
15	321	268	245	219	189	170	155	144	134	347	290	265	237	205	183	168	155	145
16	342	286	261	234	203	191	165	153	143	370	309	282	253	219	196	179	165	155
17	363	304	277	248	215	192	176	163	152	393	328	300	268	233	208	190	176	165
18	385	322	294	263	228	204	186	172	161	416	348	318	284	246	220	201	186	174
19	406	340	310	278	240	215	196	182	170	439	367	336	300	260	232	212	196	184
20	428	358	326	292	253	226	207	192	179	462	386	363	316	274	244	223	207	194

Вертикальные листы опорного узла воспринимают нагрузку от
укосины или стойки и передают ее на опорные листы и фундаменты.
При расчете эти листы могут рассматриваться как двухконсольные

балки, при этом нагрузкой является равномерно-распределенное
давление на фундамент, а элементы стойки — опорами.

Как видно из рис. 66, в, опасное сечение находится на линии
а—а, где поперечно срезающая сила Q меняет знак, а сечение листа
особенно ослаблено заклепочными отверстиями.

Изгибающий момент относительно сечения а—а

М = Р1.

Момент сопротивления, т. е. необходимая высота вертикальных
листов,

цу _ max

Ниже приведен числовой пример расчета опорного узла (см.
рис. 66, г).

На узел действует сила Р = 14 т; Л = 20 кг/см2; R =
= 1400 кг/см2.

Необходимая площадь опорного листа
с Р 140 000 _ппп 2
=	= -go-= 7000 cjk2 .

Принимая во внимание размеры, указанные на рис. 66, г, ма-
ксимально допустимая ширина плиты

В =300+20 + 56 + 2^2.

Допустимая длина консолей:

У2=82}/^ = 34]/^= 164 мм;

У1 = 164 — с (140 — 28) = 52 < 96 мм,

тогда

В = 300 + 20 + 56 + 328 = 704 мм.

Принимаем ширину листа В = 70 см; тогда длина листа
,	7000 1ПП

L = -jQ- = 100 см.

Максимальные изгибающие моменты в сечениях 1—1 и 2—2;

..	К Вс	20 - 70 - 29,5» cnnnnn

Afi-i =—=---------j-----— 690000 кгсм;

К Вс*	20 • 70 • 412

М2-2 =	— Л41-1 -	----690 000 = 486 700 кгсм.

Л	£

Необходимый момент сопротивления

Мт„ 690000

W = -1^= —— = 415 см2.

mR 16/0
По конструктивным соображениям принимаем: вертикальные
листы 400 х Ю и уголки 140 х 140 х 14 (см. рис. 66, г).

Расстояние оси X—X центра тяжести всего сечения от оси цент-
ра тяжести сечения вертикальных листов

7	74,9 • 16,03	_ __

Z = —Ж9~=7’75 СМ-

Момент инерции сечения относительно оси X—X

Jx = Jq — ^FZ2 = 24^- +2 (683 + 37,45 • 16,03е) -

— 154,9 • 7,752 = 21 900 см4.

Момент сопротивления
Jx 21900

^ = 77= 2Л7У = 790 ™8

Расчетное сопротивление

n	^тах 690 000 Q7O /„ 2	1С7П /~,,2

R ~ "пт—“—— 873 кг/см2, что меньше 1670 кг!см2.
w о	/ Уи

Далее определяем максимальные размеры плиток средней части
опорного листа:

л Г WR

V 0,75 К

2 • 2,02 • 1400
0,75 • 20	""

274 мм;

принимается с = 250 мм;

z be	30 • 25

у/ ^2 у/ *зо2 2S2	1 мм, /1	0,4 /	180 мм.

По конструктивным соображениям принимаем I = 300 мм.

Далее приступаем к расчету заклепок.

Оба швеллера передают на опору давление Р = 140 000 кг через
вертикальные листы и поперечные опорные уголки (см. рис. 66, г).

Через уголки передается

0 = 2^30 • 20= 18000 кг;
ъ	9

через вертикальные листы

Qi= 140000 — 18000= 122000 кг.

Сила Q передается на опору шестью двухсрезными заклепками
диаметром d — 20 мм, напряжение которых:

^ = ^ = 700 кг‘см"

/?см = 5 j о-2 = 1500 KS/CM '
Сила Q = 122000 кг передается на вертикальные листы при
помощи 40 односрезных заклепок. Тогда:

122 000 Qnrn _
q — —— — 3050 кг\
40

кг1см"

R^ =	= 1 100 кг/смг'

Нагрузка Qi = 122000 кг передается с вертикальных листов
на опорные через продольные уголки и частично через швеллера
жесткости (см. рис. 66, г), причем каждый швеллер жесткости при-
креплен к опорному листу тремя двухсрезными заклепками. Эти
швеллера воспринимают силу Q = 18000 кг. Тогда через продоль-
ные уголки передается от вертикальных листов на опорный си-
ла, которая воспринимается заклепками,

Qi = 122000—18000 = 104000 кг.

Конструкция сварного опорного узла приведена на рис. 66, д.

§ 14. Проектирование и расчет железобетонных копробункеров
и станков копров смешанной системы

Основы проектирования и расчета копробункеров

Копробункером называют безукосный железобетонный копер,
монолитно связанный с примыкающими к нему железобетонными
бункерами, которые обеспечивают ему устойчивость.

Копробункеры применяются обычно при наличии в стволе двух
скиповых подъемов и взаимном размещении подъемных машин под
углом 180°. В этом случае бункера придают копру устойчивость
несмотря на натяжения канатов действующих на копробункер
опрокидывающим образом.

Железобетонный копробункер состоит из: станка, монолитно
связанного с бункерами, шкивной площадки, расположенной на
станке, нижней рамы трапециевидной конструкции, устраняющей
необходимость опирания тяжелого станка на крепь устья ствола.

Сечение станка определяется по размерам и расположению подъ-
емных сосудов в стволе, а высота копробункера — в зависимости
от уровня приемных бункеров, высоты сосуда с прицепным устрой-
ством в положении разгрузки, пути переподъема и величины радиу-
са шкива.

Расчет копробункера должен производиться в основном на его
устойчивость, на определение размеров подшкивных и поперечных
балок, на прочность станка в нескольких сечениях и прочность
трапециевидной рамы, на которою опирается станок.
Устойчивость копробункера проверяется по формуле

где kyC— коэффициент устойчивости, который должен быть не ме-
нее 1,5;

Л4уд—момент всех нагрузок, удерживающих копробункер;

Мо—момент всех нагрузок, опрокидывающих копробункер.

Проверка устойчивости копробункера производится в плоскости
работы подъемов для особых сочетаний нагрузок, когда в одном
канате возникло разрывное усилие, в другом канате этого подъема —
двойное рабочее, а вюрой противоположный подъем не работает.

Расчет подшкивных и поддерживающих их поперечных балок,
непосредственно воспринимающих динамическую нагрузку от ра-
боты подъемов, должен производиться на основные сочетания на-
грузок с применением коэффициента условия работ т = 0,8 и про-
веряться на особые сочетания нагрузок с увеличением расчетных
напряжений на коэффициет К2 •— 1,25.

Так как равнодействующая натяжения канатов направлена под
углом к оси подшкивных балок, ее вертикальная составляющая
вызывает изгиб, а горизонтальная составляющая вызывает сжатие
(растяжение) балки, т. е. балка должна рассчитываться как вне-
центренно-нагруженная.

В стенке в основном рассчитываются фасадные его стенки, на
которые передаются нагрузки от поперечных стен, ослабленных
проемами для разгрузки скипов. Фасадные стенки станки рассчи-
тываются как цнецентренно-сжатые элементы и проверяются на
рамную жесткость. Сечения железобетонных элементов копробун-
кера при действии различных усилий рассчитываются при следую-
щих условиях:

сопротивление бетона в растянутой зоне элементов не учитыва-
ется;

в центрально-сжатых, изгибаемых, внецентренно-сжатых и вне-
центренно-растянутых элементах (с большими эксцентрицитетами)
эпюра сжимающих напряжений в бетоне принимается прямоуголь-
ной.

Расчет центрально-сжатых железобетонных элементов с про-
дольной арматурой и обычными хомутами производится по фор-
мулам:

при коэффициенте армирования менее 3%

N т <р (/?прГб + ^а^аЛ)’;

при коэффициенте армирования более 3%

N Ш [RnpP 4” (tn^Ra — ^?пр) Fа]

где /?Пр — расчетное сопротивление бетона на сжатие (призмен-
ная прочность);
/?а—расчетное сопротивление продольной арматуры;

Fa —площадь сечения всей продольной арматуры;

F — площадь поперечного сечения элемента;

Гб —площадь сечения бетона;

<р — коэффициент продольного изгиба.

Площадь сечения бетона при коэффициенте армирования ме-
нее 3%

Гб = Га;

более 3%

Гб = Г—Га.

Коэффициент продольного изгиба <р зависит от отношений рас-
четной длины элемента /о к наименьшему размеру b при прямо-
угольном сечении, к диаметру d при круглом сечении и к наимень-
шему радиусу инерции г элемента.

Расчетная длина элемента принимается: при полном закреп-
лении обоих его концов /о = 0,5/, (где / — геометрическая длина
элемента); при полном закреплении одного конца и шарнирно-не-
подвижном закреплении другого — /о = 0,7/; при шарнирно-непод-
вижном закреплении обоих концов /о = I.

Коэффициент продольного изгиба в зависимости от указанных
отношений приведен в табл. 34.

Таблица 34

Отношение			Коэффициент продоль- ного изгиба $
Jo b	d	Jo г	
14	12,1	50	1,0
16	13,9	55,4	0,88
18	15,6	62,2	0,80
20	17,3	69,0	0,73
22	19,1	76.0	0,67
24	20,8	83,0	0,62
26	22,6	90,0	0,57
28	24,3	97,0	0,53
30	26,0	104,0	0,50

Расчет центрально-растянутых элементов производится по фор-

муле

N ^mmaRzFа,
где Fa — площадь сечения продольно-растянутой арматуры.

Расчет основных железобетонных балок производится в сече-
ниях, нормальных к оси элемента только по изгибающему момен-
ту, и в наклонных сечениях — по поперечной силе.

Расчет балок любой симметричной формы (рис. 67) с гибкой
или жесткой двойной арматурой производится по формуле

М tn (RuSs 4” MaRaSa) >
где M — изгибающий момент;

R и — расчетное сопротивление на изгиб;
Ra —расчетное сопротивление на растяжение;

Sc — статический момент площади сечения сжатой эоны бето-
на относительно центра тяжести сечения продольно-рас-
тянутой арматуры;

Sa — статический момент площади сечения .всей арматуры от-
носительно центра тяжести сечения продольно-растянутой
арматуры.

Положение нейтральной оси балки с гибкой или жесткой двой-
ной арматурой определяется из формулы

MlaRaF a fflaRaF а == RhF б>

где Fа —площадь сечения продольно-растянутой арматуры;

F — площадь сечения продольно-сжатой арматуры;

F б — площадь сечения сжатой зоны бетона.

Расчет балок любой симметричной формы с одиночной арма-
турой производится по формуле

М <mRnSc,
при этом положение нейтральной оси определяется из формулы
maRaFa= R^6 .

Сечение бетона сжатой зоны должно удовлетворять условиям:
при двойной арматуре

5б<0,850 и Z^hQ — af‘t

при одиночной арматуре

Sg^OjSSo,

где So — статический момент площади всего рабочего сечения бе-
тона относительно центра тяжести площади сечения про-
дольно-растянутой арматуры;

Z — плечо 'Внутренней пары сил;

hQ — рабочая высота сечения;

а' — расстояние от центра тяжести арматуры F* до сжатой
грани сечения.
Расчет элементов прямоугольного сечения с гибкой двойной
арматурой производится по формуле

М < т р?и&Х (Ло—7) +	(hQ — а')

при этом положение нейтральной оси определяется из формулы

ffl'a.R.aF а — ITlaRaF а =

где b —ширина балки (см. рис. 67);

X — высота сжатой зоны сечения бетона.

Сечение сжатой зоны в этом случае должно удовлетворять сле-
дующим условиям:

X < 0,55 л0;

Х>2а'.

При расчете элементов прямоугольного сечения с одиночной
арматурой в приведенных выше формулах для этого сечения
с двойной арматурой величина F'a будет равна нулю и отпадает
условие X >2а'.

Применение расчетной сжатой арматуры при изгибе является
неэкономичным, поэтому ее следует применять только при нали-
чии моментов двух знаков, при ограниченных размерах сечений
и при нецелесообразности повышения марки бетона.

Для подбора сечений изгибаемых элементов с одиночной ар-
матурой проще пользоваться формулами:

Ло = Го	; М -	Fa -	.

Значения величин Го, ^ои в зависимости от формулы
X Fa maRa

приведены в табл. 35.

Проверка несущей способности при заданных размерах сече-
нии элемента и арматуры производится по выше приведенным
формулам или таблицам путем сопоставления вычисленного
момента, воспринимаемого сечением, с расчетным моментом от
заданной нагрузки.

При необходимости постановки сжатой арматуры расчет пря-
моугольных сечений производится по формулам:

— 0,47? bh%	д

F'> =	-----п- ; Л. = 0,55 -I- bh0 4- Л.

Га maRa(ht-а')	maRa
Т а б л й па 35

а	го	vo	Ао	а	Го	JO	ло
0,01	10,00	0,995	0,010	0,29	2,01	0,855	0,248
0,02	7,12	0,990	0,020	0,30	1,98	0,850	0,255
0,03	5,82	0,985	0,030	0,31	1,95	0,845	0,262
0,04	5,05	0,980	0,039	0,32	1,93	0,840	0,269
0,05	4,53	0,975	0,048	0,33	1,90	0,835	0,275
0,06	4,15	0.970	0,058	0,34	1,88	0,830	0,282
0,07	3,85	0,955	0,067	0,35	1,86	0,825	0,289
0,С8	3,61	0,960	0,077	0,36	1,84	0,820	0,295
0,09	3,41	0,955	0,085	0,37	1,82	0,815	0,301
0,10	3,24	0,950	0,095	0,38	1,80	0,810	0,309
0,11	3,11	0,945	0,104	0,39	1,78	0,805	0,314
0,12	2,98	0,940	0,113	0,40	1,77	0,800	0,320
0,13	2,88	0,935	0,121	0,41	1,75	0,795	0,326
0,14	2,77	0,930	0,130	0,42	1,74	0,790	0,332
0,15	2,68	0,925	0,139	0,43	1,72	0,785	0,337
0,16	2,61	0.920	0,147	0,44	1,71	0,780	0,343
0,17	2,53	0,915	0,155	0,45	1,69	0,775	0,349
0,18	2,47	0,910	0,164	0,46	1,68	0,770	0,354
0,19	2,41	0,905	0,172	0,47	1,67	0,765	0,359
0,20	2,36	0,900	0,180	0,48	1,66	0,760	0,365
0,21	2,31	0,895	0,188	0,49	1,64	0,755	0,370
0,22	2,26	0,890	0,196	0,50	1,63	0,750	0,375
0,23	2,22	0,885	0,203	0,51	1,62	0,745	0,380
0,24	2,18	0,880	0,211	0,52	1,61	0,740	0,385
0,25	2,14	0,875	0,219	0,53	1,60	0,735	0,390
0,26	2,10	0,870	0,226	0,54	1,59	0,730	0,394
0,27	0,07	0,865	0,234	0,55	1,58	0,725	0,400
0,28	2,04	0,860	0,241	—	—	—	—

Наибольший процент насыщения растянутой
мендуется определять по формуле

арматурой реко-

р. — 66-----и- .

Г ">а^а

Если соблюдается условиеmaRaFa^R„bnhn, то расчет тавровых
сечений на изгиб производится, как для прямоугольного сечения
шириной Ья.

Если отношение 0,2, расчет производится по формуле

М< tnmaRaFa ( Ло — у

Если maRaF > Rabahn расчет производится по формуле

Л4<т[/?н&х(/г0-^ + ₽и(b„ — b) (Ло—j)Ah] •
При этом положение нейтральной оси определяется из фор-
мулы

/Па^а^а = Я и + (&н — &)'ЛВ] •

Расчет наклонных сечений по поперечной силе Q производит-
ся по формуле

Q	т [tnatnaRа (Е Fо sin о. -j- 2 Fx) 4- Qo] >

где тя — коэффициент условий работы хомутов и отогнутой ар-
матуры;

Fo — площадь сечения отгибаемых стержней;

а — угол наклона отогнутых стержней коси элемента;

Fx — площадь сечения хомута;

<2б — проекция предельного усилия в> бетоне сжатой зоны
в наклонном сечении на нормаль к оси элемента.

Величина Q6 определяется по формуле

0,15 R„bh*
Уб —----------,

где Ь — ширина прямоугольного сечения или ребра таврового се-
чения;

й0 — рабочая высота сечения;

с — длина проекции всего наклонного сечения на ось элемента.

Расчет элемента на поперечную силу должен производиться в
его сечениях, проходящих через: грань опоры; отгибы стержней,
расположенных в растянутой зоне; точки изменения интенсивности
постановки хомутов в растянутой зоне.

Расчет прямоугольных сечений, нормальных к оси внецентрен-
но сжатого элемента при гибкой арматуре производится:

1.	При больших эксцентрицитетах (рис. 68, а), удовлетворяю-
щих условию 2а' <Х <0,55 й0, по формуле

N < т + maRa (Fa —Fa)] ;
нейтральная ось при этом определяется из условия

RubX [е — h0 + j ± maRa (Fae' —Fae) = 0.

2.	При малых эксцентрицитетах (рис. 68, б), удовлетворяющих
условию Х>0,55 й0, по формуле

Ne < т [0,4R^bho + maRaFa (h0 — а')] •

Если эксцентрицитет настолько мал, что продольная сила N
.проходит между центрами тяжести арматуры Fa и F'a, то возникает
дополнительное условие

Ne' < т [0,4 R ubhl + tnaRaFa (h0 — а')] .
Для сечений с симметричной арматурой при

-7Г77Г < °,55

mRnbhQ

(большой эксцентрицитет) площади сечения арматур определяются
по формуле



F&=F’& =

hQ—a'

_м_
mm^R^

Рис. 68. К расчету внецентренно-сжатого элемента:
а — при малом эксцентрицитете; б — при большом эксцентрицитете

Если при ЭТОМ

N	2а/

rnR^	hQ ’

ТО

f. - Fa

N { е

\hQ~~ а'

•ь

При больших значениях

а'

Ло ’

когда

yV	2а' Ао — а'

m#nbhQ	X" е
площади сечения Fa определяются без учета сжатой арматуры,
непосредственно по формулам:

N < т [яи&х + (Fa — Fa)] ;

RabX (e — ha + j'j ± ma7?a (Fae' —Fae) = 0.

При

т^ий/г0

> 0,55 (малый эксцентрицитет) площади сечения

арматур определяется по формуле

Fa = Fa

N	,

- е- 0,4 7?и6й§



Несущая способность элемента при симметричной арматуре про-
веряется по формуле

O,4Rwbh2o + maRaF’a(ho-a')

N = m------------------------

Если при этом < 0,55, то

F	т^и6/го

формуле N — mRabX, где

расчет производится по

Y А ! l/zf, „42 I oVA-H

X = h0 — e + ]/ (h0~е)2 + 2-----------.

При х<2а' величина продольной силы определяется по формуле

т mJaFa (Л0-а')

/V — txt *	.. ч •

е —(Ло —а')

Полученное значение продольной силы N сопоставляется с ве-
личиной расчетной продольной силы от заданной нагрузки. Сече-
ния с несимметричной арматурой наиболее удобно рассчитывать
следующим образом.

Площадь сечения сжатой арматуры при любых эксцентриците-
тах определяется по формуле

^-0,4^^

maRa(h0-a') ‘

Площадь сечения растянутой арматуры определяется по фор-
мулам: при ео>0,ЗЛ0 ’

Fa =

N
0,55RHbht--

maFa

при e0 < O,3/zo сечение растянутой арматуры принимается конст-
руктивно, но не меньше

F _ ^h0-e-a'’)-Q>4F«bh0
maR3(h0-a')
Если при расчете площади сечения арматуры по формуле
^-0.4 7?Х
а ™аЯа(Ао— а')

получается отрицательный результат, то это показывает, что сжа-
той арматуры в элементе не требуется.

В этом случае площадь сечения арматуры Fa рассчитывается при
(,’0>0,ЗЛ0 по формуле

р _р , л~р'______N

Ла  а	mmaRa ’

где Fa,— площадь сечения арматуры, определенная для изгибае-
мого элемента с одиночным армированием по моментам:

Mi = Ne — М’а; М’а — mF'aRa(h0 — a').

Величина Fa> может быть найдена при помощи табл. 35. Для
этого определяется величина До по формуле '

А Ml •
” rnbh20R„’

по табл. 35 находится соответствующая величина м0 или а, после
этого площадь Fa- может быть определена по формулам:

Р -

ИЛИ

Площадь растянутой арматуры в этом случае определяется по
формулам:

или

р ___ Ml  р' ___________ N

’ N

Ра = a bhQ + Fа +	•

Эксцентрицитет до центра тяжести площади растянутой арма-
туры
 ^А
6 — а0 + "2 а»
М
где е0 = - .

Ниже приводится числовой пример расчета основных элементов
копробункера.

Расчет устойчивости копробункера вы-
сотой 57 м (рис. 69) при действии: разрывного натяжения верх-
146
него каната 147 т, двойного рабочего натяжения нижнего каната
435 т и постоянной нагрузки от собственного веса копробункера
1352 т.

Опрокидывающий момент

Мо = 147,0 • 57,0 = 8400 тм.'

Удерживающий момент
Муд = 1352 • 10 + 435 • 5,5 +
+ 480 - 20 = 25 520 тм.

Коэффициент устойчивости

, АС. 25 520

kyc ~ Мо ~ ’8400' ~ 3,05‘

Расчет подшкив-
ной балки (рис. 70).
Рассчитывается типичная для
копробункеров двухконсоль-
ная подшкивная балка с рас-
положением шкивов на кон-
солях. Расчет ведется на по-
ловину равнодействующей
разрывного натяжения одного
каната (вертикальная и гори-
зонтальная составляющие) и
на собственный вес балки
q = 2,10 • 0,5 • 2,4 = 3,4 тм.

Изгибающий момент в се-
чении а—а

Ма_а = 170 • 1,15+86-2,05 +
+ 3,4-2,6-1,3 = 381,5 тм.

Площадь сечения армату-
ры F’a и Fa подбирается для
сечения а—а, относительно
которого действует наиболь-
ший изгибающий момент, при

Рис. 69. к расчету устойчивости копро-
бункера

этом верхняя арматура рас-
тянута, а нижняя сжата, что следует учесть в знаках соответст-
вующих расчетных формул.

К расчету принимается бетон марки 250 с расчетными сопротив-
лениями = 140 кг! см2 и 7?а = 2100 кг/см2-, арматура из стали
марки Ст. 3; балка подвергается непосредственному воздействию
динамической нагрузки от работы подъема, а потому должен при-
ниматься коэффициент условия работы т = 0,8, но расчет ведется
на особое сочетание нагрузок, при котором должен применять-
ся коэффициент ki = 1,25; Для расчета можно принять: т= 1.
/Па = 1 И&2 = 1.
Определяем эксцентрицитет:
М 381,5 л
е° ~ N ~ 86 — 4,43 М'’

е = 4,43 — ™ — 0,05 = 3,5 м.

Площадь сечения сжатой арматуры

F- _ 86000 • 350 — 0,4 • 140 • 50 • 2002

Z’a	1-2100(200—5)

06.0т

09,0т

170,0т

дб.От

1.15 м |Д---------

—~2fir-i------

а

с

Рис. 70. К расчету подшкивной балки

По расчету сжатой арматуры не требуется, принимаем ее конст-
руктивно

Fa = 0,002 bh0 = 0,002 • 50 • 200 = 20 см\

Площадь сечения Fa продольной растянутой арматуры опреде-
ляем при условии е > 0,3 Ло- Расчет производим при помощи табл.
35, для чего определяем моменты:

Ма = 20 • 2100 • 195 = 8 200000 кгсм;

Mi = 86000 -350 — 8200000 =21900000 кгсм.

Величину Ло определяем по формуле

Mj, _	21 900000

= тЬИ%Ки ~ 1 • 50 • 2002 • 140 = °>077-

Из табл. 35 находим v0 = 960, т. е.

Ло “ 200 — u>y'a>v0.

Площадь сечения Fa определяем по формуле

N	21 900 000	, пп (

+ ^а + ттЛл ~ 1 • 0,960 • 200 . 1 • 2100 +	+

и U V а	«

.	86000	, ,г п . „

+ 1  1 - 2100	СМ''
Расчет станка копробункера. Рассчитываем
фасадную стенку станка, на которую передается половина всех
нагрузок от поперечных стен, ослабленных проемами для разгрузки
скипов.

Расчет производится, как внецентренно-сжатого элемента
(рис. 71, а):

= N _ 454 000 + 230000 _	-	_

mbh^R* 0,9 • 20-700 • НО —

— М
6°~ Nha’

ф =	1;

' Iх

М = 110 • 28,5 + 230 • 4,50 = 4200 тм.

Г ибкость
,	25-2	„	,	42000000	„ оо

X— 7 ~7^10,	еа	684 000.7 00	0,88,

1,484-1,57	1,37 4-1,45

О	4"	О

1Х1 = |Л=-------ъ-----2----= 1,46% ;

Fa = Fa =	= 1,46 • 20 • 700^° = 230 см2.

Проверка стенки, станка, как рамную жесткую конструкцию
(рис. ЗГ, б).

Нормальное усилие от момента;

V I 42000	- СЛЛ

N = + -- yQ = jz 600 т;

/Vmax = 277 + 600 = 877 т ; Nmin = — 600 + 277 - —323 т.

Сечение стойки — 80 х 80 = 6400 см2 при /?и = 110 кг/см2 (бетон
марки 200).

Воспринимаемое бетоном усилие

N6 = 6400 -110 = 700 т.

Усилие, воспринимаемое арматурой в сжатой зоне,

= 877 — 640 = 237 т.

Необходимое сечение арматуры:
в сжатой зоне

237 000 - 1,6

3500

= 125 СЛ12;

в растянутой зоне

. _ 323 000 . 1,6

'р “	3500

= 148 см2.

Проверка по формулам внецентренно-сжатого элемента:

М , h 4200,0 .700 Л „с . . п_
e==N +2~а=: W + T-°’°5= 11105 М’

N _	554 000

П mbh0R„ —0,9 • 20 • 700 • 110

= 0,4 < 0,55;

F0 = F'a

/	554 000	\

11,05 - 700 (1-0,5 09.20. /00. Ио) 554000 )Qfi 2

=--------------700=5------------- 1-1. 2100= 196<Ш 1

< ТГ • h-^- = 0>4 < 0>'
йй0Ка Л» е

_N ( е	Л _ 554000 I н>05

~	й0-а'	J ~ 2100	695

= 150 см2.

Расчет станка по сечениям (рис. 71, в).

Моменты по сечениям.

Mt _ j = 230 • 4,5 +110- 28,5 = 4200 тм;

Мп - п = 230 • 4,5 + НО • 21,5 = 3400 тм;

Мт _ п! = 230 • 4,5 + 110 • 16,2 = 2850 тм;

MiV-iv = 230 • 4,5+ 110-9,8 = 2100 тм.

Постоянная нагрузка на стенку составляется из собственного

550

веса станка, равного 550 т, или 2~25 = 11 m на 1 фасадной стен-

„	„ 908 — 550	358	т-

ки станка, и прочен нагрузки, равной-$— = — = 179m. Тогда

усилия в сечениях будут:

N1 _! = 11 • 25,0 + 179 + 230 = 684 т;

ЛГц-п = 684 —7 • 11,0 = 607 т;

Nin _ in = 607 — 11 • 5,3 = 549 т;

Mv-iv = 549 — 7 • 11 =472 т.

Принимается бетон марки 200; 7?и = 180 кг!смг.
В сечении I—I имеем:

N = 684 т ; М = 4200 тм; = 180 кг/см2; /?а = 3500 лг/с.н2;
е=^° + 345 = 955 см;

1,6 - 684 000 Л . „ п --
П ~ 20 • 700 • 180 ~ 0,43 < °>55*

Р _ р' _ 955 — 700(1 —0,5 • 0,43) 1,6-684000	1о|

Га Га	695	'	3500	~ 1а1 СМ“‘

Аналогично рассчитываем сечение арматуры в других 'сече-
ниях:

Fu - п = 142 смг; Гщ- hi = 127 см3; Frv - iv = 78 см2.
Расчет опорной рамы станка (рис. 72, а).

От иагрузки = 955 т (рис. 72, б) имеем:

VD= Ni -t = 955 •	= 280 m;

VA = JV, = 955  16’7"4’85 = 750. пг-

L	10,/

, 6000 15	2-

3050 7	’ ’

и 955 • 4,85 J ££

Яо = ТПбТ= 155 т’’

..	955 • 485 • 70 опп

Мв — 2 . 1670	800 тм’

Мс = — 800 тм;

Nab = 750тй + 155 гй = 758 т’

Mdc = 155 т.

От нагрузки Л/^2 = 205 т (рис. 72, в):
17 д г & олк 1 ^’7	4,85	. . с

Vd = Л/2—— = —205 -----jj?— = — 145 /п;

т/ кт а —205*4,85

va = -n2t = —16J— = -60 т’
„	205 • 4,85 оо

НА = "2 "15 = 33 т;

..	205-480-70	„1Л

Мв = s-lftУ" = 210 тМ>
£ ' 10,/

Мс — —210 тм-,

Ndc =	+ нлат = - 145-^, + 33g = - 148 т-

N,s = Vt h-+	- — 60+ 33= —67 m;

Ndc = 33 m.

От нагрузки N3 = НО tn (рис. 72, г):

Va = Vd = N^= 110-^ = 99 tn-

Ha = Hd = % = ^ = 55 m;

Mc=^Mb = N^ =	= 350 тм-

клв =	+ Ял“ = 99	+ 55^ = 111 m;
*
$

Рис. 72. К расчету опорной

рамы станка копробункера
Урс=-Уа-*-(^з-Яр)^ = 991^-(110-55)^ = -111 /и;

Nbc = 55 т.

От нагрузки q = 4 тм (рис. 72, 5):

17	17	4 • 16,7 „п .

Va = Vd = у = —2— = 33,4 т;

„ As 6000 15,8 л л

К=Т2'ь=^ — = ^

у _у _ q 6a(a + b) + b* + a(5a + 4b)K _ 4 6 • 4,85 (4,85 + 7) + 7а+

ПЛ nD-ih	3 + 2/(	4-15	34-2-4,4

+ 4,85 (5-4,85 + 4-7) 4,4 _ R ₽
3 + 2 • 4,4	8,5 т’

Мв = Мс = да{а + b} — Hh = 4'4’85(4’88 + 7) - 8,5 • 15 = 12 тм.

Максимальный момент в ригеле

Мвс = Afmax = <7-й — Hh = ^--8,5 - 15 = 13 тм.
О	о

Нормальные усилия

Nab = Ncd = (Va- q)h- + HDa-= (33,4 -4) -^+ 8,5 Jg =34.6m;

Nbc — 8,5 m.

Суммарный максимальный момент от действия всех нагрузок

Мпах = 800 + 210 — 350 — 12 = 658 тм.

Площадь арматуры в ригеле

_ 137200 000. £,6_ 198
Га 3500 • 180 • 0,82 У СМ ’

Процент насыщения арматурой
380 о 1 о/
— 200 • 90“ 2’^ /о'

Максимальное сжимающие усилие в ноге

Wmax = 785+ 111 +35 = 931 т.

Проверяется сечение ноги в точке В:

ЛГ = 931 т;

kN 1,6 • 931 000

bh0Rn ~ 90 • 190 • 180

М = 658 тм\

= 0,48 < 0,55;

М , h	658	. 200	-

e~./v+2 а~ 931000 + 2	5—165 см,

F»=P>

165— 195(1 — 0,5 • 0,48) 1,6-931 000

195 — 5

38 см2.

3500
Рис. 73. Железобетонный станок копра смешанной
системы
Проектирование железобетонного станка копров смешанной системы

Железобетонный станок в виде сплошного железобетонного
короба является наиболее рациональной конструкцией (рис. 73).
Опыт -показал, что рамные станки имеют меньшую жесткость -и
значительно дороже станков в виде короба. Сплошной железобе-
тонный станок в виде короба отличается значительной жест-
костью, простотой конструкции и без дополнительных затрат
обеспечивает герметичность ствола.

При максимально допустимом переподъеме высота железобе-
тонного станка должна обеспечить зазор между коушем прицеп-
ного устройства подъемного сосуда и верхней плитой станка не
менее 30 см.

Размеры поперечного сечения станка-короба назначаются в за-
висимости от габарита подъемного сосуда при зазоре между стен-
кой короба и сосудом не менее 150 мм (обычно этот зазор прини-
мается по конструктивным соображениям). Кроме этого, сечение
станка должно обеспечить удобство опирания на него металличе-
ской части копра.

Место опирания устраивается на 7—8 м ниже оси нижнего
шкива, причем для удобства опирания предусматривается пло-
щадка и усиленный пояс. Ширина и высота проемов для разгруз-
ки скипов или опрокидных клетей должны приниматься из усло-
вия удобства крепления кривых или откатки вагонеток.

Во избежание опирания на крепь устья ствола тяжелого желе-
зобетонного станка нижняя часть его устраивается рамной с на-
клонными стойками. Высота рамной панели должна обеспечить
удобство ввода подъемных сосудов в станок. Для сохранения гер-
метичности железобетонный короб продолжается до устья ствола
и опирается вместе со всем станком на рамную конструкцию.

Метод расчета железобетонного станка и его опорной рамы
аналогичен расчету станка копробункера. На железобетонный
станок копра смешанной системы, кроме нагрузок от веса само-
го станка, опирающихся на него бункеров и других перекрытий,
действуют нагрузки от натяжения тормозных и направляющих ка-
натов, а также нагрузки, передаваемые металлической укосиной.
Металлическая укосина передает железобетонному станку часть
своего собственного веса, вертикальную составляющую натяжения
подъемных канатов, ia также нагрузку от действия на нее ветра.

§ 15. Проектирование и расчет железобетонных башенных
копров

С увеличением глубины шахт и веса концевой нагрузки резко
увеличивается диаметр подъемного каната, достигая 60—70 мм.
Увеличение диаметра подъемного каната вызывает соответствую-
щее увеличение диаметра барабанов подъемной машины, что,
в свою очередь, повышает вес и стоимость машины, а также объ-
емы и стоимость здания и фундамента подъемной установки.
156

Рис. 74. Л^ногоканатная подъемная машина
Технические возможности повышения диаметра подъемных ка-
натов и барабанов подъемных машин ограничивают величину
концевой нагрузки на глубоких шахтах.

Многоканатные подъемные машины устраняют эти ограниче-
ния и решают проблему подъема значительной концевой нагруз-
ки с больших глубин.
Многоканатные машины проектируются, как правило, на два,
четыре, шесть и восемь канатов. Диаметр подъемных канатов
обычно не превышает 40 мм и не принимается менее 15 мм, а диа-
метр барабанов (шкивов трения) применяется не более 4,0 м и не
менее 1,5 м. Подъемные головные канаты применяются круглые
(ГОСТ 3085—55), а хвостовые — плоские. Благодаря этому
многоканатные подъемные машины (рис. 74) отличаются ком-
пактностью и небольшим весом.

Барабан многоканатной подъемной машины (рис. 75) изготов-
ляется сварным из листовой стали и сортового проката. Длина
барабана определяется диаметром канатов, их числом и рас-
стоянием между ними.

Расстояние между канатами в зависимости от диаметра бара-
бана принимается:

Диаметр барабана, м

1,5

2,0

3,0

4,0

Расстояние между канатами, мм

150

200

250—300

350

На наружной поверхности барабана укладывается и закрепля-
ется футеровка (рис. 75, 76), которая является одним из важ-
нейших элементов многоканатных подъемных машин. Чем выше
коэффициент трения, больше допускаемые удельные давления
и меньше износ материала футеровки, тем выше эксплуатацион-
ные качества многоканатных подъемных машин и шире область
их применения. Для футеровки применяютя дерево и чаще
кожа, которая набирается слоями, спрессовывается и прикреп-
ляется при помощи деревянных накладок. Шведская фирма
ASEA, имеющая большой опыт изготовления многоканатных
подъемных машин, выпускает их с пластмассовой футеровкой,
гарантирующей коэффициент трения 0,3 и допускающей удель-
ное давление до 25 кг)см2.

Для получения равного расстояния между центрами подвески
канатов к подъемным сосудам независимо от диаметра барабана
машины часто применяются отклоняющие шкивы (рис. 77), ко-
торые увеличивают угол обхвата барабана.

Отклоняющие шкивы должны устанавливаться отдельно для
каждого каната (рис. 78) для возможности уравновешивания их
натяжения.

Основные размеры отклоняющих шкивов приведены в табл. 36.

Крепление канатов к подъемному сосуду производится при по-
мощи балансиров (рис. 79), обеспечивающих выравнивание натя-
жения канатов.
Таблица 36

Диаметр каната, мм	Основные размеры отклоняющего шкива (см. рис. 78), мм					
	D	В	с	t	Ь	h
38	3250	2100	1800	300	260	190
35	2900	1500	1300	250	150	150
28	2500	1550	1300	250	160	160
22	1850	1380	1200	200	120	125

На рис. 80 приведена принципиальная схема многоканатной
подъемной установки.

К преимуществам многоканатных машин относятся:

1.	Небольшой диаметр барабана (шкива трения) уменьшает в
несколько раз (3—5) вес, размеры, маховые массы и стоимость много-
канатных подъемных машин, а также расход электроэнергии и пло-
щадь машинного зала.

2.	В связи с возможностью навески нескольких канатов много-
канатные подъемы практически не имеют предела для веса подни-
маемого груза и глубины шахты.
3.	Улучшаются условия эксплуатации канатов вследствие умень-
шения числа перегибов в разные стороны и ликвидации вредного
влияния атмосферных условий.

4.	Обеспечивается значительно большая безопасность против
обрыва, так как одновременный обрыв нескольких канатов мало,
вероятен.

5.	Благодаря малому весу и неболь-
шим размерам целесообразно уста-	f

навливать многоканатные машины на I	\

копре, что значительно улучшает и уде-	г~

шевляет компоновку поверхности шахты. у J

Одной из главных особенностей мно-

гоканатного подъема с машиной, рас-	1	/

положенной на копре, является отсут-

ствие наклонной силы, характерной	у	\

для других подъемных установок, в	/	\

которых для восприятия ее устраивается	Т	у	~

укосина.	К	J

'Благодаря этому обстоятельству коп- г	|

ры для многоканатных подъемов	!

строятся башенного типа, ЧТО значитель- Рис. 77. Навеска каната с
НО упрощает ИХ конструкцию.	ОТКЛОНЯЮЩИМ ШКИВОМ

Опыт многолетней эксплуатации башенных железобетонных коп-
ров показал, что вибрация от работы подъема и постоянная влаж-
ность окружающей среды не вызывают никаких деформаций в копре
и не влияют на его прочность. Долговечность и большая крепость
железобетонных башенных копров, отсутствие расходов на их ре-
монт и покраску, а также возможность использования верхнего
помещения под машинный зал, а всех междуэтажных перекрытий
под разные службы (даже под резервуар для воды) привели к зна-
чительной рациональности и экономичности железобетонных ба-
шенных копров, благодаря чему эти копры получают все более
широкое применение.

Конструкция и параметры железобетонных башенных копров
(рис. 81) определяются размерами и количеством подъемных машин,
способом разгрузки подъемных сосудов и диаметром устья ствола.

Башенный железобетонный копер состоит из машинного зала,
расположенного наверху, наружной и внутренней оболочек, свя-
занных между собой по высоте копра несколькими перекрытиями.
Внутренняя оболочка, выполняющая роль станка, проектируется
прямоугольного сечения, размеры которого определяются габари-
тами и расположением в стволе подъемных сосудов.

В тех случаях, когда ствол не требует герметизации и подъем
осуществляется клетями, железобетонная оболочка,t образующая
станок, может заменяться железобетонными стойками по всей вы-
соте и балками на уровнях перекрытий. Стены станка, служащие в
этом случае только для ограждения движущихся подъемных сосудов
устраиваются из металлической сетки.

Наружная оболочка копра может проектироваться прямоуголь-
ного или круглого сечения.

Прямоугольное сечение башенного копра допускает более ра-
циональное использование площади машинного зала и про-

Рис. 78. Отклоняющий шкив
межуточных перекрытий, а также более конструктивно при строи-
тельстве копра в блоке с примыкающими крупными зданиями.

Круглое сечение наружной оболочки проще прямоугольного и
рациональней увязывается с круглым сечением устья ствола; осо-
бенно это относится к фундаменту, который является наиболее
сложным элементом конструкции башенного копра.

Главным преимуществом круглого сечения наружной оболоч-
ки копра — легкая возможность возведения ее при помощи
передвижной опалубки, при которой достигается значительное со-
кращение срока строительства копра, снижение стоимости и трудо-
емкости возведения лесов и опалубки, имеющей особое значение в
связи с большой высотой копра, доходящей до 70—80 ж.
Прямоугольное сечение наружной оболочки особенно рацио-
нально для башенных копров многоканатных подъемов, оборудо-
ванных клетями с организацией откатки и посадки людей на
небольшом уровне.

Диаметр наружной оболочки в свету должен увязываться с диа-

метром устья ствола вчерне и необходимыми
размерами машинного зала.

При отсутствии особых условий минималь-
ный диаметр наружной оболочки определяется
по формуле

Do De 5,0,

где Do — диаметр наружной оболочки в свету, м;

Dc — диаметр устья ствола вчерне, м.

Значительное увеличение диаметра наруж-
ной оболочки нерационально, так как при этом
увеличиваются пролеты балок или плит пере-
крытий. При больших машинных залах сте-
ны его часто устанавливаются на консолях дли-
ной до 1,5—2,0 Однако такое решение поз-
воляет осуществить бетонирование наружной
оболочки в передвижной опалубке только до по-
ла машинного зала, а стены последнего при-
ходится возводить в обычной опалубке, что на
большой высоте весьма затруднительно. Поэ-
тому рекомендуется в таких случаях ограни-
читься устройством местных эркеров на кон-
солях (рис. 82, а), которые устраиваются
после возведения наружной оболочки по всей
высоте копра вместе с машинным залом.

Высота башенного копра определяется глав-
ным образом расположением приемных бун-
керов. Наибольшая высота построенных башен-
ных копров достигает в Швеции — 76 м, Фин-

Рис. 79. Балансир
подвесного устройства
для выравнивания на-
тяжения канатов

ляндии 96 ж, в Сталинской области наибольшая высота строя-
щихся башенных копров достигает 72 м.

Проектная высота башенного копра складывается из следующих
элементов:

наибольшей высоты кромки приемного бункера при скиповом
подъеме или уровня приемной площадки при клетевом подъеме;

длины вертикального пути скипа при разгрузке, считая от
кромки бункера (обычно этот путь равен 1,5—2,0 м);

высоты подъемного сосуда в положении разгрузки вместе с при-
цепным устройством и уравнителями;

длины пути переподъема, принимаемого согласно ПБ (длина
предохранительных тормозных клиньев входит в состав участка
переподъема);
Рис. 80. Принципиальная схема
многоканатной подъемной уста-
новки:

1 — барабан; 2 — отклоняющие шкивы;
3 — верхние предохранительные клинья;

4 — балансир; 5 — подъемный сосуд; 6 —
направляющие; 7 — нижние предохрани-
тельные клинья; 8 — хвостовой канат:

9 — противовес

Рис. 81. Башенный железобетон-
ный копер для двух многоканат-
ных подъемных машин
3.6 м-

Рис. 82. К расчету башенного железобетонного копра:

° — нагрузка от действия ветра; б — сечение башни; в — сечение стан-
ка; а — нагрузка от депрессии; д — к расчету фундамента станка
высоты помещения для тормозных устройств и отклоняющего
шкива (эта высота должна быть не менее 3 м);

высоты машинного зала, которая назначается из условия воз-
можности монтажа и демонтажа подъемной машины (эта высота
принимается равной 8—10 м).

Промежуточные перекрытия располагаются в соответствии с тех-
нологическим комплексом поверхности шахты и из условий обес-
печения достаточной жесткости оболочек и всей конструкции копра.

Глубину заложения и размеры основания фундаментов должны
принимать в зависимости от вида грунта, но не менее 3,0—3,5 м.
Ширина фундамента должна обеспечить зазор между ним и наруж-
ной плоскостью крепи устья ствола не менее 0,5 м. Независимо от
вида грунта опирание башенного копра на крепь ствола не реко-
мендуется. Прй слабом грунте и глубоком заложении фундамента
применяется основание из железобетонных свай, при невозможно-
сти устройства свайного основания фундамент конструктивно со-
единяется с устьем ствола. В этом случае между устьем и крепью
ствола должен предусматриваться зазор, обеспечивающий невоз-
можность передачи давления на крепь ствола.

В табл. 37 приведена техническая характеристика железобетон-
ных башенных копров, возводимых в 1959—1960 гг. на угольных
шахтах Сталинской области.

Таблица 37

Вид подъема	Глубина ствола, м	Емкость скипа или ва- I гонетки, т	Размеры бара- бана подъем- ной машины, м			Подъемный канат			Уровень, м		Высота копра» м	Сметная стоимость строительной части копра, тыс. руб.
			диаметр	ширина	расстояние меж- ду подшипниками	количество	1	диаметр, мм	разрывное уси- лие одного кана-  та, т	приемной пло- щадки	оси барабана подъемной маши-  ны		
Одноподъем- ный:  скип с про- тивовесом .	600	3,5	1,7	0,43	2,03	6	17	17,0	15,9	33,65	40.8*	996,0
клеть . . .	1025	2,0	3,05	0,97	2,17	4	34	84,9	0,2	23,06	31,3	537,0
Двухподъем- ный:  скип уголь- ный • . .	1025	12,0	3,05	0,99	3,01	4	38	89,7	23,0	56,86	67,4	1479,0
скип пород- ный . . .	1025	12,0	2,0	1,07	2,95	6	25	38,9	31,0	56,86	67,4	1479,0
Двух подъем- ный:  скипы уголь- ные . . .	500	6,0	2,1	0,76	2,57	4	25	38,9	34,25	58,6	69,6	1364,0
скипы уголь- ные . . .	815	6,0	3,5	1,0	2,57	4	26	40,4	35,0 -	58,6	72,15	1490,0

•Наружная оболочка из сборных железобетонных блоков.
Определение расчетных нагрузок

В связи с расположением подъемных машин на копре и нали-
чием нескольких подъемных канатов на каждом барабане величи-
ны и режимы действия расчетных нагрузок существенно отлича-
ются от нагрузок, действующих на копры других систем.

Расчет железобетонного башенного копра должен производиться
на действие:

постоянной нагрузки (фактический вес копра, подъемных машин,
направляющих и тормозных канатов с натяжными грузами, фак-
тический вес всего оборудования, расположенного на перекры-
тиях копра);

нагрузки от давления ветра;

временной нагрузки- (нагрузка от работы подъемов, равномер-
но распределенная нагрузка свободных площадей перекрытий и
заполнения бункеров).

Нагрузку от действия ветра следует определять по ранее приве-
денным нормам (см. § 5).

Рабочая нагрузка на копер передается через подшипники бара-
бана и равна натяжению в поднимающихся Si и опускающихся
Sa ветвях подъемных канатов.

Давление Р на каждый подшипник от натяжения подъемных
канатов без отклоняющего шкива определяется по формулам:

р__R___$1 4" *$2 .

2	2

Si - I G1 + Q + WH ( 1 + j 1,06;

[°>+«+»" ('-rfr'dns'

где G± — вес поднимаемого груза;

G2 — вес опускаемого груза (при клетевом подъеме G2 =
= 0,8 Gi; при скиповом G2=0);

Q — собственный вес поднимаемого сосуда;

w— вес 1 м каната;

Н — высота подъема; '

р — ускорение или замедление (принимается не более
±2 м/сек2).

'При наличии отклоняющего шкива одна ветвь канатов откло-
няется от вертикали на угол а, вследствие чего вертикальная со-
ставляющая S' натяжения отклоняемой ветви каната уменьшается,
но появляется горизонтальная составляющая Н' этой ветви. В этом
случае давление Р' на каждый подшипник определяется по форму-
лам:

р/ _ Р' +52 .

Г “ 2 ~	2
51 — 51 COS Л — COS Ct Gi -|- Q -|- wH 1 "f~ g gi у 11,06 J

H\ = Sisin a = sina^ Gi + Q 4-wH [ 1 + §^i)]l>06,
где S'2 — натяжение в опускающейся ветви каната при наличии
отклоняющего шкива.

Сила, действующая на балки перекрытия, на котором установ-
лены отклоняющие шкивы, определяется по формуле

h - Чти = [ (а> + ч + Н 1 + mi-

Направление силы h определяется графически; практически
силу h можно принять горизонтальной.

Приведенные формулы для определения натяжений подъемных
канатов и нагрузок, действующих от этих натяжений на балки
перекрытий, справедливы только для нормальной работы подъ-
емной установки и не учитывают экстренные нагрузки.

Экстренные нагрузки на башенный копер многоканатной подъ-
емной установки могут возникнуть: при внезапном защемлении
в стволе поднимающегося сосуда, его переподъеме и при аварий-
ном торможении барабана (шкива трения) подъемной машины.

При внезапном защемлении в стволе поднимающегося сосуда его
канаты натягиваются движущимися массами многоканатной подъ-
емной машины. Однако эти массы значительно меньше движущих-
ся масс обычных подъемных машин и поэтому не в состоянии раз-
вить в поднимающейся ветви канатов разрывного усилия. Следует
также учесть, что натяжение поднимающейся ветви в многоканат-
ном подъеме не может быть больше силы трения, так как в этом
случае произойдет проскальзывание барабана (шкива трения) подъ-
емной машины.

Натяжение в ветви канатов опускающегося сосуда меньше, чем
в поднимающемся, так как его путь торможения длиннее; однако
это натяжение, складываясь с натяжением поднимающейся ветви,
может вызвать в ней разрывное усилие.

К сожалению, у нас нет еще достаточного опыта эксплуатации
многоканатных подъемов для исчерпывающего анализа вопро-
са фактического натяжения в канатах при внезапной остановке
сосуда.

Учитывая большой опыт изготовления и эксплуатации много-
канатных подъемных машин в Швеции, рекомендуется при внезап-
ной остановке поднимающегося сосуда расчетное натяжение кана-
тов принимать: в поднимающейся ветви равным разрывному уси-
лию, в опускающейся ветви — 0,75 разрывного усилия.

Для определения максимального натяжения в канатах при пе-
реподъеме следует учесть, что при этом нижний сосуд значительно
раньше будет находиться на посадочных брусьях или войдет в за-
168
клинивающие проводники. В результате этого, когда верхний со-
суд ударится в отбойные балки, в канатах может развиться натя-
жение, не превосходящее силу трения, так как в противном слу-
чае произойдет проскальзывание барабана (шкива трения).

Учитывая наличие на шахтных подъемных установках авто-
матических средств, исключающих возможность переподъема, ре-
комендуется расчет отбойных балок и заклинивающих устройств
вести на статическую нагрузку, равную четырехкратному весу со-
суда с грузом.

Торможение барабана (шкива трения) подъемной машины про-
исходит при каждой остановке подъема и вызывает динамическое
действие на копер. Это действие учитывается соответствующим
коэффициентом условий работы.

Аварийное торможение вызывает увеличение натяжения кана-
тов и дополнительную ударную нагрузку, передающуюся на балки,
на которых установлены тормозные колонки. Исходя из расчетных
данных подъемных машин можно принять эту нагрузку равной
трех-четырехкратной статической. На эту ударную нагрузку сле-
дует рассчитывать только балки, на которые опираются тормозные
колодки.

Таким образом, на экстренные нагрузки должны рассчитывать-
ся только те элементы копра, которые непосредственно их воспри-
нимают. Так как эти элементы при нормальной нагрузке подвер-
гаются значительному динамическому воздействию подъема, то при
их расчете принимается коэффициент условий работы /п = 0,8, а
для остальных элементов копра — т = 0,9.

Башенные железобетонные копры рассчитываются на основное,
дополнительное и особое сочетания нагрузок. При расчете на до-
полнительное сочетание нагрузок вводится коэффициент k= 1,1; при
расчете на особое сочетание нагрузок — коэффициент 6=1,2.

Сначала рассчитываются сечения всех элементов перекрытий.
Элементы перекрытий машинного зала, отклоняющих шкивов и
тормозных колонок рассчитываются на основное и особое сочетания
нагрузок (экстренные нагрузки); элементы всех остальных перек-
рытий рассчитываются только на основное сочетание нагрузок.

Расчет сечений элементов производится по формулам, приве-
денным в § 14.

Расчет наружной оболочки производится на основное сочетание
нагрузок, в которое входят реакции от собственного веса пере-
крытий, веса оборудования и временной нагрузки.

Расчет ведется по формуле

mR
г

Затем производится проверочный расчет на дополнительное со-
четание нагрузок, в состав которого, кроме основных нагрузок,
входит давление ветра. К расчету следует принимать давление
ветра с той стороны, которая дает максимальное значение. Коэф,
фициент обтекаемости принимается равным kx = 0,7; а коэффици.
ент отсоса —kQ = 0,3. Напряжение на уровне + 0,00 определяется
по формуле

k±mR р in/..
л нт нт

Ввиду того что временные и постоянные нагрузки наружной
оболочки вертикальны и только действие ветра вызывает горизон-
тальное давление, на наружную оболочку действуют исключи-
тельно сжимающие усилия, воспринимаемые бетоном. В наружной
оболочке, как правило, арматуры не требуется и она принимает-
ся только конструктивно.

Внутренняя оболочка (станок) рассчитывается на нагрузку от
собственного веса и веса перекрытий, которые на нее опираются.
После определения максимального давления на 1 м сечения станка
он рассчитывается с учетом продольного изгиба на самом длинном
участке. При этом коэффициент защемления принимается равным
0,7; тогда /о=О,7/. Для определения коэффициента продольного
изгиба <р сначала определяется отношение у (где b — толщи-
на стенки оболочки), а затем по табл. 34 определяется коэффициент ср.

Расчет производится по формуле

N ffty (RnpFep 4“ m^R^Fа),

так как насыщение арматурой меньше 3%, принимается

/?б = /?а.

В тех случаях, когда станок герметичный, стены его должны
рассчитываться еще на равномерно-распределенное давление де-
прессии.

Рассматривая замкнутую раму прямоугольного сечения
(рис- 82, г) длиной 1 м, определяют моменты инерции сечения сте-
нок и J2 и коэффициент

Опорный момент стенки

Моменты в середине стенок определяются по формулам:
.2

МА = Mc = q-£ — МЕ\

о

/2

=	—М/т.
Далее расчет сечения стенок производится по формулам, приве-
денным в § 14.

Ниже приводится краткий расчет двухподъемного башенного
железобетонного копра (см. рис. 82). Действующие нагрузки, кроме
давления ветра, приведены в табл. 38. Нагрузки от собственного
веса определены по предварительно принятым сечениям железо-
бетонных элементов копра и заводским данным о весе подъемных
машин и установленного оборудования, а временные нагрузки —
из анкет подъемов и временных нагрузок на площади перекрытий.

Таблица 38

Участки башенного копра (см. рис. 82)	Нагрузка, т		
	от собственно- го веса	от веса оборудования	от временной нагрузки по площадям перекрытий
Перекрытие-4-58,05 		296,0	221,0	235,0
»	+52,05 		126,3	20,4	82,5
»	+44,05 		62,7	—	69,0
»	-j-40,05 		62,7	31,5 •	69,0
»	-j-35,05 		101,5	—	64,0
»	+48,05 		62,7	6,0	69,0
»	4-32,05 		181,5	—	69,0
»	4-27,55 		61,5	—	69,0
»	+24,55 		61,5	12,0	69,0
»	4-20,55 		61,5	5,0	69,0
»	4-16,55 			61,5	—	69,0
Покрытие с утеплением		57,2	—	—
Стены цилиндра с поясами и консо-			
лями 		1633,0	—	—
Конструкция шахты (станка) для ски-			
пов 		525,0	—	—
Подкрановые балки		26,0	—	—
Вес утепления		136,0	—	—
Вес перегородок		250,0	—	—
Перекрытие ± 0,00		389,0	—	—

Найденные нагрузки по площадям перекрытия позволяют окон-
чательно рассчитать и подобрать сечения и арматуру всех элемен-
тов перекрытий.

Расчет стен наружной оболочки. Для расчета
необходимо определить дополнительно величину изгибающих мо-
ментов от найденных нагрузок площадей перекрытий при основ-
ном сочетании и от действия ветра относительно осей х—х. и у—у
(см. рис. 82, а) при дополнительном сочетании нагрузок.

При расчете давления ветра принимаем: коэффициент обтекае-
мости £1=0,7; коэффициент отсоса £2=0,3; тогда

k = ki -j- £2 = 0,7 -|- 0,3 = 1,0.

Давление ветра до высоты 20 м принимаем ayi=80 кг/м2; выше
20 м — w=80-f-l,5(66—20)=149 кг/м2.
Тогда имеем:

phi = 80 • 1,0 — 80 кг/м2; ph2 =	— 114,5 кг/м2.

В соответствии с рис. 82, а определяем площади действия ветра
и величины равнодействующих относительно осей х—х и у—у.

Относительно оси у—у.

Л = 20 • 14,7 = 294 м2;

Л = 46 • 14,7 = 676 м2;

pbi = 84 - 294 = 24 700 = 24,7 т;

pb2 = 114 - 676 = 77 064 дг 77,0 т.

Относительно оси х—х (добавляются площади консольных уча-
стков);

F = 2 (6 • 9) = 108 л«г;

pb' = 77000 + 108-114 = 99,3 т;

pb' = 24,7 т;

Ме = Mb' + Mb' = 24,7 • 10 + 77,0 - 43 = 3547 тм;

Мх = 247 + 3300 + 12,3 • 63 = 4322 тм.

Определенные величины моментов от всех нагрузок приведены
в табл. 39.

Таблица 39

Участки башенного копра (см. рис. 82)	Изгибающий момент, тм			
	относительно оси	у—у		относительно оси х — х	
	слева	справа	выше оси от временной нагрузки	ниже оси от работы подъема
Перекрытие +58,0 .	982,7	982,7	524,8	292,8
>	+52,05 . . .	5,92	—	9,75	—
»	+48,05 . . .	—	—	—	13,4
»	+44,05 . . .	15,5	—	—	116,2
»	-j-40,05 . . .	7,0	—	—	122,3
»	+35,05 . . .	45,0	45,0	—	——
»	+32,05 . . .	288,0	288,0	150,0	150,0
»	+20,55 . . .	—	7,6	150,0	—
Всего . .	« 1344	= 1323	«835	= 695
Давление ветра ....	3547	3547	4322	4322
Итого. .	4891	|	4870	5157	|	5017

Принимаем к расчету:
для основного сочетания нагрузок

Му = 1344 тм;
для дополнительного сочетания нагрузок

Л4Ж = 5157 тм.

Площадь, момент инерции и момент сопротивления кольца опре-
деляем по размерам, приведенным на рис. 82, б.

Площадь:

Fgp = «/?2 —лг2 = 3,14 (7,352 — 7,15г) = 9,1 л2;

Госл = 2 (3,6 • 0,2) + 4 (1,0 • 0,2) = 2,24 л2;

FBT = 9,1 — 2,24 = 6,86 м*.

Моменты инерции и сопротивления относительно оси у—у.

J6p = Г (7+ — г*) =	(7,354 — 7,15«) =244 м*,

<„“Л- + ^)2+^ + "'')2 =
/3,6 • 0,2»	\

= I 12 - + 7,252 • 0,72)2 = 75,8 м*;

J’ = 4» . 0,2 • 4 = 12,8 л4; № = 75,8 4- 12,8 = 88,6 м*.

Jht = 244 — 88,6 = 156,4 л4;

Гнт =	= 21,56 л’.

rmax 7.35

Моменты инерции и сопротивления относительно оси х—х:

Г Ci А А А Т'	bh3 П 0,2 • 3,63 п 1 с А

J6p = 244, л4; 7осл = -^-2 =  12—2 = 1,6 л4;

Г = 12,8 л4; /обП4= 12,8+1,6= 14,4 л4;

JHT = 244— 14,4 = 229,6 м*;

lV7 229,6	о

Гнт =—= 57 м3.

При расчете принимаем: /п=0,9; jfei— 1,1; бетон марки 200, име-
ющий /?б=90 кг/см2.

Напряжения в перекрытии на уровне ±0,00 определяем по
формулам:

при учете основного сочетания нагрузок

р — W	6 ’

1 НТ	НТ

при учете дополнительного сочетания нагрузок

Р— +	kimR6.

1 нт	нт

Фактические напряжения относительно оси х—х (см. табл. 39):
173
при основном сочетании нагрузок:

Яф =	± fr = 735 ± 15 т/л2;

^Фтах = 75 < 90 кг/см2; 7?фт-п = 72 < 90 кг/см2;

при дополнительном сочетании нагрузок (с учетом давления
ветра):

Яф =	± ^Г = 735 + 90 т/м2

*	0,00 э/

^Фтах = 82’5 < 90 «г/см2; /?фт1п = 64,5 < 90 кг/см?.

Фактические напряжения относительно оси у—у:
при основном сочетании нагрузок:

т-»	5041	1344 'гос । с.о / 2

Лф =	+ оттн = 735 ± 63 тДи2;

0,оо 21,00

^Фтах = 80 < 90 кг/см2-, /?фт!п = 67,2 < 90 кг/см2-,

при дополнительном сочетании нагрузок:
j-j 5041 . 4891 iqci I под / о
^Ф — 6^6 ± 21^6 —	± 228 (П/М‘\

^Фтах = 95’8 K^CMi! Яфшщ = 50,6 KSiCM1.

Ввиду особой ответственности сооружения принимаем для стен
внешней оболочки копра до высоты 20 м бетон марки 250, при ко-
тором: 7?б=115 кг/см2', /л1?б=Ю4 кг/см2 и k1mR6= 114 кг/см2.

Арматуру стен принимаем конструктивно.

Расчет стен внутренней оболочки (станка)
производим на нагрузку от собственного веса и половины веса опи-
рающихся на эту оболочку перекрытий (см. рис. 82, в).

Нагрузка от опирающихся перекрытий

Qm = 1676 т.

Нагрузка, приходящаяся на 1 м сечения стен длиной 12 м,
1676	, .п ,

Уш —	140 т'м-

Площадь 1 м стены

/?ш = 0,2 • 1,0 = 0,2 м2.

Напряжение в стене

/?ш =	= 700 т/м2 = 70 кг/см2.

Принимаем бетон марки 200, при котором /пРб=81 кг/см2,
тогда имеем 70< 81 кг/см2.

Далее стены станка проверяем на продольный изгиб на наибо-
лее длинном участке — от отметки +0,00 до -|-7,00.

174
Принимаем коэффициент защемления ф=0,7, тогда имеем:

/0 = 0,7 • 7=4,9 л; А=^9 = 24,5;

<р = 0,61 (см. табл. 34)

Сечение 1 м стены Гш=0,2 • 1,0=0,2 ж2== 2000 см2. Расчет на про-
дольный изгиб ведем по формуле

N „ „	14 000

ту — ^рпгб 0,9-0,61 — 90 • 2000

maRa ~	1 • 2100

По расчету следует принимать на 1 м арматуру 6 0 25 с , вух
сторон, но учитывая, что до 25% нагрузок воспринимается попе-
речными перегородками, сокращаем арматуру до 6 0 20 с двух сто-
рон.

Выше отметки 4-7,00 м имеем:

F = 100 • 20 = 2000 см2; N= 76 т/м,

тогда

Fa

76000
0,9

90 • 2000

2100

= —45000

см2,

т. е. теоретически арматуры не требуется, однако конструктивно
принимаем на 1 м арматуру 5 012с двух сторон.

В тех случаях, когда станок герметический, стенки его испы-
тывают равномерно-распределенное давление (см. рис. 82, г), рав-
ное максимальной депрессии вентиляции шахты. В настоящем слу-
чае эта депрессия равна 400 кг/м2.

Далее определяем следующие величины:

, bhs 10-23

Л = — = —jy- = 6,65 см4;

г 10 -2’ й сс .

J2 —  12—	6’65 СМ' •

, А Ь 6.65 5.0 п о
k ~ h I ~ 6,65 ' 6,2 ~ °’8’

•. ql2 ..	0,4 • б,22	, л ос

Ма = ------Ме = —о— —1,07 = 0,85 тм;

О	о

ЛХ	I АЛ 0,4 • 52	.	А 1О

Мв = V + Me = —5--------------1,07 = 0,18 тм;

О	о

.	2 • 85 000	_	л о <v

— 100 • 17,5  17,5 — 5’55 т’ Р /0
Принимаем на 1 м стенки арматуру 5012 общей площадью
сечения Fa=5,6 см2.

Далее ведем проверку сечения по формулам, приведенным в
§ 14, или по табл. 35:

Мв = 107000 < 171 000 кгсм.

На уровне опрокидывания скипов сечение станка ослаблено
и состоит только из двух стенок длиной 6,2 м каждая. При этом
имеем

Afmax = --4 й6,2 = 1,92 тм = 192000 кгсм.
О

В связи с этим для этих стенок принимаем на 1 м арматуру
7012 общей площадью сеченйя F'a=7,9 см2. Тогда имеем

^тах = 192000 < 230000 кгсм,
что вполне удовлетворяет прочности.

Расчетфундамента (см. рис. 82, д) ведем при следу-
ющих данных:

собственный вес фундамента Р=752 т;

»	» грунта Pi=592 т;

вес фундамента с грунтом Q=752+592=1344 т;

полная нагрузка на подошву фундамента N =5041 +390+525 +
+ .1344=7300 т.

Момент от ветра составляет:

М’л = 24,7 • 15 = 370 тм; М"9 = 77 - 48 + 12,3 - 68 = 4535 тм.

Мобщ = 4535 + 370 = 4905 тм.

Момент от оборудования Л4Об=835 тм.

Расчетный момент 44=4905+835=5740 тм.

Момент сопротивления

3,14 9,25* —5,25* сс_ ,
W=~4--------£25---= 557 М -

Площадь основания F=2-3,14-7,25-4=182 м2.

Расчет фактических напряжений:

_ N , М 7300 , 5740	,п 1п „

Яф — F ± w — 182 ± 557	40 + 10,3 т/м ;

Рфтах = 5,03 кг!см2, что меньше /п₽ = 0,9 -6,5 = 5,85 кг/см2;

ЯфШ1п = 2’97 кг/см*-

Без учета временных нагрузок имеем:

Л4п = 4905 тм; Nn = 3000 + 525 + 390 + 1344 «= 5259 т.
Тогда фактические напряжения составят:

„	М„ 5259	4905

= 29,0 ± 8,83 m/лг ,

/?"	=3,78 кг/см2-, R2	=2,02 кг/см1.

Фтах	Фщ!п

Проверка устойчивости фундамента:

Мо = 5740 т/м; Мул = 5259	= 5259 • 4,85 = 25 600 тм;

is 25 600 ____ . .

ЛУС=: 5/40 “*,Я-

Расчет консоли фундамента при R = 50 т/м*-.

назрузка на 1 м консоли

Q = 50 • 1,6 = 80 т;

момент без учета грунта

,,	50 • 1,62 до 0

/И1-1 = —$-----— 63,8 тм;

нагрузка и момент с учетом грунта:

^г₽ = 6 • 28 • 8,45 • 1,6 ~ О’? кг!см'\

R =50 — 7 = 43 т/м2;

М/^_ 1 ~ 43 2’’6 = $5 тм;

Л41_1 = 63,8 — 55 = 8,8 тм.

Проверка на скалывание бетона марки 200

Яск =	= 7,74, кг/см2.

Усилие в сечении 1—1

80000	СОС^7 74 . м 2.

‘1-1	100 • 1,45 • 0,87 ~ 5,35 < 7,74 кг/см ,

в сечении 2—2:

л кп 1 кп v 600 • 1000 о7к

Q = 50 • 1 = 50 т; Xi =-------— = 375 мм;

Ло = 0,85 + 0,37= 1,22 м; Х2 =-^§^ = 188 лш;

''г-г — 100 . ] 22 . о з/ — 4,7 < 7,74 кг/см ;

в сечении 3—3:

Q = 50 -0,5 = 25 т; Ло = 0,85 + 0,19 = 1,04 м;

25 000 о -c , ~л ,
"3~3 юо • 1,04 • 0,87 ~	< 7’74 кг/см .

12 1398

177
Подбор арматуры производим по сечению 1—1

,	1,8-6 380000

7 ~~ 100 - 1,45 - 1,45

= 5,45

/\с.

Принимаем р = 0,25 %, тогда

0,25 • 100 • 145

а = -------рад------- = 36 см-.

Принимаем на 1 м сечения арматуру 8 0 25.

Проемы в стенках фундамента и цилиндра должны обрамлять-
ся рамкой, арматура которой должна рассчитываться на скалы-
вающие напряжения.

§ 16. Расчет и конструкции вспомогательных элементов копра

К вспомогательным элементам копра относятся: опорная рама,
подкулачные балки, кривые направляющие для разгрузки ски-
пов и опрокидных клетей, шкивная площадка с подшкивными бал-
ками, устройства для подъема-спуска шкивов, противопожарные
ляды, герметизация станка и другие элементы.

Опорная рама копра

Станок копра, несущий направляющие проводники, служит
продолжением ствола на поверхности и опирается на его устье.

Величина нагрузки, передающаяся станком на устье ствола,
зависит от системы копра. Наибольшие нагрузки передаются на
устье ствола от копров станковой системы. Станок при этой системе
является частью копра и передает на ствол значительную часть
собственного веса копра, давление ветра и часть нагрузки от работы
подъемов. При других системах копров станок не воспринимает
нагрузку натяжения подъемных канатов и передает на устье ство-
ла только нагрузку от собственного веса и от посадки клети на
кулаки.

Устье ствола может осуществляться из монолитного бетона
(рис. 83, а), монолитного железобетона и сборных железобетонных
тюбингов. Опыт показывает, что железобетонные тюбинги обеспе-
чивают наименьшую вероятность аварии при проходке устья
по слабым наносным породам. Конструкция устья ствола из
железобетонных тюбингов (рис. 83, б) предусматривает устройство
бетонного оголовка глубиной 3—4 м, на котором монтируется опор-
ная рама и станок копра; к оголовку подвешиваются тюбинги,
которые через каждые два четыре кольца тампонируются. Таким
образом на оголовок устья ствола передается нагрузка от копра
и трех-четырех колец тюбингов.

Стойки станка всех систем копров обычно устанавливаются на
опорную раму (рис. 84).

В тех случаях, когда станок не воспринимает нагрузок от ра-
боты подъема балки, опорные рамы могут быть приняты из лег-
ких прокатных профилей. Для станка, являющегося частью копра
и воспринимающего нагрузку от работы подъема и действия ветра,
опорная рама получается сложной и требует тщательного расчета.
Очень часто в состав опорной рамы входят подкулачные балки, кото-
рые, опираясь на опорные балки, значительно увеличивают нагруз-
ку на них.

Рис. 83. Устье ствола:
а— из монолитного бетона; б — из железобетонных тюбингов

В зависимости от величины нагрузки и конструкции стоек
станка (одно- или двухстенчатая) сечение балок опорной рамы
может быть принято из прокатных профилей или клепаным. Вы-
сота клепаной опорной балки принимается от х/5 До V9 ее пролета;
высота одинакова по всей длине балки.

На выбор высоты опорной балки влияет также допускаемый ее
прогиб, который в середине балки не должен превышать 1/зОо
пролета.

Сечение опорной балки подбирается по расчету, однако реко-
мендуется толщину вертикальной стенки и горизонтальных листов
поясов принимать не менее 12 мм, а уголков — не менее 75х75х
ХЮ.

Опыт показывает, что опорные балки особенно подвержены
коррозии, поэтому все элементы их должны тщательно окраши-
ваться через каждые два года.
Рис. 84. Опорная рама устья ствола
Расчет опорной балки производится на действие максимального
изгибающего момента ТИтах и поперечной силы Qmax. При рас-
чете опорная балка рассматривается как свободно лежащая на
своих опорах или в зависимости от заделки ее опор в крепи как
полузакрепленная. Зная ./Umax и Qmax, можно определить напря-
жения по формулам:

M^mR^- Q^mRcpJ-^.,
е	дбр

где 7?и— расчетное сопротивление изгибу;

Яср — расчетное сопротивление срезу;

Лт — момент инерции сечения балки с учетом ослабления
сечения заклепочными отверстиями;

Лр — момент инерции сечения балки без учета ослабления ее
сечения;

е— расстояние от нейтральной оси до крайнего волокна;

В — толщина вертикального листа балки;

5бР — статический момент полного сечения относительно ней-
тральной оси.

Количество заклепок, необходимых для прикрепления поясов
к вертикальной стенке, определяется из условия сопротивления
этих заклепок сдвигу пояса относительно вертикальной стенки, т. е.
в зависимости от касательной силы Ti, действующей в сечении
I—I (рис. 85).

Сила Т] рассчитывается по формуле

где Q—наибольшая поперечная сила в рассматриваемом сечении;
Sj6p —статический момент сечения I—I пояса относительно ней-
тральной оси х—х всей балки;

Jg? — момент инерции всего сечения относительно оси х—х.

Максимальный шаг заклепок определяется по формулам:
при двойном срезе

_ 2^2т/?стубр
4<^1бр	’

при смятии

j	СМ Ор

где d — диаметр заклепки.

На практике шаг заклепок принимается не меньше 3d и не
больше 3d. В связи с тем, что поперечная сила Q имеет макси-
мальное значение у опоры, полученный по расчетам шаг прини-
мается у опоры, а к середине балки он кратно увеличивается.
Шаг заклепок Zh прикрепляющих поясные листы к поясным
уголкам, назначается в зависимости от касательной силы Т2, дей-
ствующей в сечении II—II (см. рис. 85).

т QS26p
12 = ’
7бр

где S 2бр — статический момент площади листа относительно ней-
тральной оси всего сечения.

Рис. 85. К расчету пояса опорной рамы
копра

Шаг Z] определяется по формуле
_Jd4RcpJ6p
1 4QS26p *

Практически принимается 1\ = •/, причем вертикальные и гори-
зонтальные здклепки располагаются (в шахматном порядке.

При сварочном соединении пояса с вертикальным листом рас-
чет производится по формуле

ШКуг 1 4/, /	>

где /гш— толщина углового шва (по катету).

Стык вертикальных листов и поясов клепаных балок назнача-
ется из соображений монтажного характера, конструктивности
и длины прокатываемых листов и уголков.

Стык поясных уголков и листов следует перекрывать такими
же уголками и листами, причем количество заклепок, необходи-
мых для прикрепления элементов с каждой стороны стыка, опре-
деляется по сечению

п = fo,
где f— площадь сечения (с учетом ослабления) элемента;

р. — количество односрезных заклепок на единицу площади.

Когда стыкуется только вертикальный лист (рис. 86, а), на-
кладки такой же толщины, как и полки поясных уголков, дово-
дятся только до уголков, а зазор между накладкой и уголком пе-
рекрывается дополнительно узкой накладкой.

В тех -случаях когда стык сквозной (монтажный), рекоменду-
ется применять так называемый универсальный стык (рис. 86, б),
в котором вертикальный лист перекрыв1ается с обеих сторон на-
кладками, а зазор между поясным уголком и накладкой перекры-
вается уголками.
182
Расчет стыка вертикального листа сводится только к опреде-
лению количества заклепок, необходимых для прикрепления
накладок, так как площадь сечения последних всегда больше
площади сечения перекрываемого листа. Напряжение заклепок

а

Рис. 86. Стыки:

а — стыковка вертикального листа; б — универ-
сальный стык

увеличивается с удалением их от нейтральной оси (рис. 87, а),
т. е. можно написать:

•	N1 ===Nmax ,*

"max

N2 = Nmax Т—~;

"max

Л3 — A^max^“  И T. Д.

"max

Тогда та часть изгибающего момента, которая воспринимается
только вертикальным листом, определяется по формуле

Л4О — Nihi -J- 1V2A2 4" Л/3Л3 “Ь ••• 4- A/max^max
или

. .	о А2 г,

Мо = — т/?и,

где о —толщина лиспа, см;

h — полная высота балки, см',
mRn —расчетное напряжение на изгиб, кг/см2.
Зная величины TVj, Л/2, Л/3 и т. д., получим

/if	Л»	hl

MQ — Л/max Т h Л/max Г“ 4" Л/щахТ 4" ••• 4~ A/max^max ~
"max	"max	"max

^(hU-hl + hU..
max

T* ^max) —

чпах

Рис. 87. К расчету заклепочного соединения

Л2

Приравнивая	Л получаем формулы для определения

напряжений в наиболее удаленной заклепке:

MF .

mRcp

hnd2 9

MF
dbh ‘



Значение величины площади заклепок приведено в табл. 40.

Если одновременно с изгибом в стыковом сечении действует
значительная поперечно-срезающая аила

Q
h ’

V =

то расчет в этом случае производится по формулам:
при срезе

о 2У

при смятии
Таблица 40

	Общая площадь заклепок F, см*								
	Расположение заклепок в рядах								
	в одном	в двух		в трех		в четырех			
Количест-									
во закле-									
пок в РЯ-	О	о о	о о	ООО	ООО	о о о о	О	о о	О
дах	О	о о	о о	ООО	ООО	о о о о	О	о о	о
	о	о о	о о	ООО	ООО	о о о о	о	о о	о
4	0,900	0,643	0,450	0,375	0,3000	0,322		0,2125	
5	0 800	0,533	0,400	0,320	0,2667	0,267		0,2000	
6	0*714	0,455	0,357	0,278	0,2380	0,227		0,1785	
7	0,643	0,396	0,322	0,245	0,2143	0,198		0,1608	
8	0.583	0,350	0,292	0,2! 9	0,1943	0,175		0,1458	
9	.0^533	0,314	0,267	0,198	0.1777	0,157		0,1332	
10	0,491	0,284	0,246	0,180	0,1637	0,142		0,1228	
Н	0,455	0,260	0,228	0,165	0,1517	0,130		0,1138	
12	0,423	0,239	0,212	0,153	0,1410	0,120		0,1058	
13	0,396	0,222	0,198	0,142	0,1320	0,111		0,0990	
14	0,371	0,206	0,186	0,133	0,1237	0,103		0,0928	
15	0,350	0,193	0,175	0,124	0,1167	0,097		0,0875	
16	0,331	0,181	0,166	0,117	0,1103	0,091		0,0828	
17	0,314	0,171	0,157	0,111	0,1047	0,086		0,0785	
18	0,298	0,162	0,149	0,105	0,0993	0,081		0,0745	
19	0,284	0,153	0,142	0,100	0,0947	0,077		0,0710	
20	0,271	0,146	0,136	0,095	0,0903	0,073		0,0678	
Полное максимальное напряжение «в наиболее удаленной за-
клепке:

при срезе

•при смятии

Пример. Рассчитать клепаную опорную балку, «а которую
опирается станок копра.

Дано: Ртах = + 168 380 кг; Pmin = —8620 кг; I — 5,7 м;

<7 = 500 кг 1м; Ря = 1800 кг!см2.

Наибольший изгибающий момент

..	168 380 • 3,45 • 2,25 , 500 • 5,72 оооллл

Мпах =---------5^------1----§---= 232000 кем.

Необходимый момент сопротивления

,v, М 23200000 it; Л-7Л ч
1800	= 15 470^.

Проектируем балку, сечение которой приведено на рис. 87, б.
Момент инерции полного сечения:
•вертикального листа

Т bh3 1,2 • 1003 < 1ЛЛЛЛЛ д

Л.л = ТУ = “12— = 100000 см >

уголков

Jyr = 4(743,2 +83,22(50 —4,97)2] = 272000 см4;
горизонтальных листов

Л.л = 2	4,2 • 26,00 • 52,12) = 593000 см*.

Момент сечения балки без ослабления отверстия под заклепки

J6p = 116 670 + 272 000 + 593 000 = 981 670 см*.

Момент инерции заклепочных отверстий

JaaK = 2 • 1,4 • 2,2 (52 + 152 + 252 + 352 4 452) |-
4-4 • 2,2 • 5,6 - 52,82 = 139000 см*.

Момент инерции сечения балки с учетом ослабления

JHT =	— J3aK = 981 670 — 139 000 = 842 670 см*.

Момент сопротивления сечения балки

№нт =+ =	= 15500 см*.

Расчетное сопротивление на изгиб
п М 232 000 1аГ1А . ОЛА ,
Ри — цу — 15500 — 1490 < 1800 кг/см-.
Проверка иа скалывание:
максимальная перерезывающая сила

.	168 380 - 3 - 45 , 500 • 5,7 1АС плп

Qmax = Л = ----g-y?----1------- ~ 105000 кг

статический момент относительно нейтральной оси

S = 26 • 4,2 • 52,1 -|- 2 • 33,22 (50 — 4,52) -j- 1,4 . 50 • 25 =
= 10475 см2,

QmaxS 105000 • 10 475
/брЬ = 981 670 • 14

= 800 кг/см2 < 0,757? = 1800 - 0,75 =

= 1350 кг/см2.

Так как касательные напряжения незначительны, проверки
косых нормальных напряжений не требуется.

Для расчета нижних поясных заклепок определяем касатель-
ную силу, срезающую пояс относительно вертикального листа,

QmnxS 105000-8725

Т --7g-- ^81670- - 933

Максимальный шаг:

при срезе

. _ 2 • 3,14 • 2,22 . 1200 • 981 670 _ 7

/ср	4 • 105 000 - 8725	~ СМ;

при СМЯТИИ

. __ 2,2 • 1,4 • 2200 • 981 670 _ 7 9г
/см “	105 000 - 8725	“ СМ'

Принимаем шаг I = 70 мм.

При необходимости стыка конструкция его принимается со-
гласно рис. 86, б.

Момент, воспринимаемый вертикальным листом,

о А2/?	1,4 • 1,02 • 1500 о г-плллп

Мо = -т— =--------а-----~ 3 500 000 кгсм.

о	.0

Поперечная сила

Q = 168 380 + 2850 — 105 000 - 66 230 кг.

Поперечно-срезывающая сили

v Q 66 200	1С__

V = ~ = —7ёг~ = 1655 кг.

/г 40

Напряжение в наиболее удаленной заклепке:

при действии момента

„	0,1.228-3 500 000 оооп ,

~~	2,2 . 1,4 • 63	“ 2220 кг/см-',
при действии поперечно-срезывающей силы

^CMQ = 21'65^ 4 = 540 кг/см2.

Полное максимальное напряжение в наиболее удаленной за-
клепке

= ^сМЛ1 +	= /22202 + 540* = 2285 < 2400 кг/см*.

Во избежание выпучивания вертикальной стенки балки от дей-

ствия нормальных и касательных напряжений ее усиливают угол-
ками жесткости. Сечение стен

Рис. 88. Подкулачные балки

жесткости наиболее удобно прини-
мать из двух или четырех уголков.

Расстояние между уголками
жесткости принимается от 0,8 до
1,3 м и увеличивается от опор
к середине, но независимо от это-
го под каждым грузом следует
ставить уголок жесткости.

Хотя балки заделываются в
крепь ствола, они все-таки яв-
ляются отдельно стоящими, и по-
этому рекомендуется для их
устойчивости устраивать с обеих
сторон опоры консольные ребра,
запустив от них болты в крепь.
Второстепенные балки опорной

рамы, не несущие особой на- '
грузки, обычно подбираются из
прокатных профилей двутаврово-
го сечения; при этом балки, рас-

положенные между сосудами и несущие проводники следует
подбирать такого же номера, какой применен для соответствую-
щих расстрелов.

Подкулачные балки

Подкулачные балки несут на себе кулаки, на которые садится
клеть. Подкулачные балки устанавливаются ниже уровня прием-
ной площадки wia 0,8—1,0 м.

Для посадки на кулаки (рис. 88).клеть должна быть поднята
несколько выше уровня приемной площадки, а затем она, почти
свободно падая, садится на кулаки. При посадке клети подкулач-
ные балки воспринимают значительный удар, который при расчете
приравнивается статической нагрузке, равной пятикратному весу
клети с полезной нагрузкой (вагонетка с углем) и весу каната.

Живая сила падающей клети

^G=h,
где v—скорость свободного падения клети;

G —полный вес клети;
h — высота падения.

Живая сила падающей клети должна поглотиться на пути h',
равном стреле прогиба подкулачной балки, т. е.

Gh = Ph',

где Р — нагрузка на балку.,

При разных значениях Gh нагрузка Р зависит от величины
прогиба подкулачной балки, т. е. следует стремиться к такому се-
чению подкулачной балки, -при котором жесткость ее не очень зна-
чительна.

Принимая во внимание также эксцентричное действие нагруз-
ки (см. рис. 88), наиболее рациональное сечение подкулачной бал-
ки подбирается из трех швеллеров, два из которых спаренных
и принимают положительную реакцию А, а одиночный швеллер от-
рицательную реакцию В:

b ’	b ’

На эти реакции рассчитывается сечение подкулачной балки.

Расстояние между швеллерами диктуется конструкцией кула-
ков, причем для смягчения удара при посадке клети кулаки уста-
навливаются на деревянные брусья высотой 120—180 мм, уложен-
ные вдоль металлических балок.

Противопожарные ляды

Противопожарные ляды (рис. 89) предназначаются для плот-
ного перекрытия ствола шахты в случае пожара в надшахтном
здании. Обычно эти ляды устраиваются на уровне опорных балок.
В лядах имеются вырезы для подъемных канатов и направляющих
рельсов. Ляды изготовляются из листовой стали толщиной 4 мм\
для жесткости к листу привариваются уголки и стальные полосы
толщиной 4 мм.

Рамные панели станка

Проемы в станках устраиваются для выкатки вагонеток из кле-
ти, для разгрузки опрокидных клетей и скипов, а также для вво-
да в станок подъемных сосудов. Уровень разгрузки клетей и ски-
пов определяется технологическим комплексом поверхности шах-
ты, а ввод подъемных сосудов в станок производится в нижней
части станка. Если необходимо иметь высоту проема более 3—4 м,
то этот проем делится на две или три панели, при этом нижняя па-
нель остается рамной (без раскосов), а верхняя заделывается ре-
шеткой на болтах, которая на период ввода клетей или скипов
снимается.
При значительном весе подъемного сосуда ввод его в станок
производится на специальных тележках или при помощи талей.
Однако эти устройства требуют большой свободной высоты про-
ема. Наиболее рационально вводить в станок подъемный сосуд
в лежачем положении при помощи подвесного каната, при этом

Рис. 89. Противопожарные ляды

клеть вводится в станок головной Ч|астью, а скип — нижней
частью в заранее подвешенную его раму.

Минимальная ширина проема для выкатки вагонеток из клети
принимается равной наружной ширине вагонетки плюс 200 мм,
минимальная высота проема должна быть не более 2,5 м.

Ширина проемов для разгрузки опрокидных клетей и скипов
диктуется расстоянием между роликами, а высота этих проемов
принимается: для опрокидных клетей 5 м, для опрокидных скипов
7—9 jk, для скипов с донной разгрузкой 4—7 м.

Как показывает расчет (см. §10), элементы рамных панелей
испытывают дополнительные изгибающие напряжения в связи
с отсутствием раскосов. Кроме того, свободная длина стоек прое-
190
Мов. часто значительно больше, чем в других шанелях. Поэтому
часто элементы рамных панелей усиливаются для повышения их
момента инерции в плоскости проема.

Сечение распорок проема принимается обычным способом; се-
чение стоек, как правило, расширяется несимметрично относи-
тельно оси элемента.

При подборе сечения стоек необходимо учесть крепление кри-
вых направляющих для разгрузки опрокидных клетей и скипов,
а также ограждения проемов.

Кривые направляющие

По способу разгрузки скипы делятся на
опрокидные и разгружающиеся через дно.
Опрокидной скип, подходя к уровню разгруз-
ки, вклинивается двумя боковыми роликами

в щель между уголками кривых направляющих (рис. 90, а), ко-
торые выводят скип из устойчивого равновесия и по мере подъема
опрокидывают его на угол 135°.

Опрокидные скипы широко применяются на рудных шахтах.
В угольных шахтах, где дробление угля нежелательно, применя-
ются скипы, разгружающиеся через дно. Для разгрузки этих ски-
пов применяются кривые направляющие (рис. 90, б), которые вы-
водят короб скипа из его рамы, благодаря чему дно скипа раскры-
вается.

Кривые направляющие для опрокидных клетей значительно
сложнее скиповых и ограничивают нереподъем клетей до 2,5 м,
что 'следует учесть при проектировании высоты копра.

вид А

Рис. 91. Фонарь для крепления кривых

Построение и расчет прочности кривых для скипов* и опрокид-
ных клетей производится одновременно с проектированием по-
следних.,

При проектировании копра следует учесть дополнительную
нагрузку от кривых при опрокидывании подъемного сосуда,
а также выбрать наиболее рациональный способ крепления кри-
вых направляющих.

Нагрузка, приходящаяся на копер от давления роликов на
кривые, составляется из половины веса скипа и груза. Так как при
опрокидывании скипа натяжение канатов значительно уменьшает-
ся, то на практике давление роликов- скипа учитывается только
при выборе способа крепления кривых.

В металлических копрах при выборе способа крепления кри-
вых следует учесть значительный вынос кривых, необходимость
их поперечной связи между собой и возможность герметизации
станка. Для этого к станку в месте проема для опрокидывания
сосудов устраивается консольная конструкция — фонарь
(рис 91), к стенкам которого крепятся направляющие кривые;
фонарь обшивается листовой сталью так же, как весь станок.
Нижней частью фонарь примыкает к разгрузочным бункерам.
В железобетонных копрах или станках разгрузочные бункера
и фонарь устраиваются также железобетонными, монолитно свя-
занными со станком.

Ограждение проемов и оЗшивка станка

Все проемы в станках, кроме разгрузочных, должны обяза-
тельно ограждаться. Ограда должна устраиваться так, чтобы при
появлении сосуда она легко и быстро убиралась.

В тех случаях, когда проемами пользуются редко (ввод в ста-
нок подъемных сосудов, громоздкого оборудования), ограждение
проема устраивается в виде ворот (рис. 92, а), запирающихся
замком.

Для ограждения проемов, служащих для загрузки и выгрузки
вагонеток из клети, применяются выдвижные дверцы (рис. 92, б),
открывание и закрывание которых производится обслуживающим
персоналом. Для ограждения проемов на уровне приемной пло-
щадки часто применяются дверцы, поднимающиеся по провод-
никам из круглой стали (рис. 93, в). В этом случае дверца снаб-
жена консолью, выступающей за габариты клети, благодаря че-
му подходящая клеть поднимает ее.

Станки копров должны обшиваться листовой сталью. В коп-
рах грузовых стволов обшивка станка производится для предот-
вращения попадания атмосферных осадков в ствол и распростра-
нения угольной пыли. Особо тщательно должны герметизи-
роваться станки копров вентиляционных стволов. При клетевых
подъемах герметизация ствола достигается устройством гермети-
ческого надшахтного здания и герметической обшивкой части
станка, выступающей над зданием. При скиповом подъеме весь
станок должен быть герметически закрыт, а в проемах для раз-
грузки скипов устраивается герметическое разгрузочное устрой-
ство.

В тех случаях, когда применяется смешанная система копра
или копробункер, специальных мер для герметизации ствола не
требуется, так как железобетонный станок полностью отвечает
этим требованиям, что является одним из его преимуществ. При
таких системах копров для возможности ввода скипа без нару-
шения вентиляционного режима устанавливаются в станке гер-
метические ворота, а над стволом — герметические ляды. После
ввода скипа ворота закрываются, а ляды открываются.

Железобетонные станки сверху покрываются плитами (рис. 93)
с отверстиями для прохождения подъемного каната через специ-
альный клапан.

Для герметизации металлические станки обшиваются сталь-
ными листами толщиной 3 мм, которые свариваются между собой
сплошным швом: (рис. 94).
7000
с

1461

18Z0

Рис. 92. Ограждения проемов:

а — ворота; б — выдвижная дверца; в — поднимающаяся дверца

13*

195

Шкивные площадки

Шкивные площадки «служат для осмотра и обслуживания на-
правляющих шкивов. Одновременно эти площадки создают необ-
ходимую связь между всеми стенками копра (фермами) и под-
шкивными балками. Для безопасного обслуживания площадки
ширина проходов должна быть не менее 60 см. Проход должен
быть огражден с внешней стороны и со стороны шкивов барьера-
ми из уголков и полос. В тех случаях, когда ширина прохода
между шкивами получается менее 60 см барьер следует устраи-
вать высотой 150 см и затягивать мелкоячеистой сеткой. Настил
площадки устраивается из рифленого железа толщиной 4—5 мм.
Несущие балки, уголки жесткости и настил должны рассчиты-
ваться на равномерно-распределенную нагрузку, равную
250 кг!см2.

Устройство для смены направляющих шкивов

На всех копрах следует предусматривать устройства для быст-
рой смены направляющих шкивов или их подшипников. Шатры на
копре рекомендуется применять только при подъемных установках
со шкивами трения. В этом случае станок и шатер должны тща-
тельно обшиваться.

Устройство для подъема и спуска шкивов (рис. 95, а), устраи-
вается по фасаду треугольным, а в поперечном направлении рам-
ным. К верхним ригелям по оси каждого шкива прикрепляются
двутавровые балки; для перемещения подъемных механизмов дву-
тавровые балки следует выносить на 1 —1,5 м, чтобы уменьшить
требуемую оттяжку шкивов при их подъеме и спуске.

Высота подъемного устройства, считая от центра шкива
до нижней полки двутавровой балки, должна быть не менее
Ну = D + 1,5 м (где D — диаметр шкива). Для уменьшения вы-
соты устройства на радиус шкива поперечные балки шкивной пло-
щадки со съемной стороны можно прикрепить на болтах. Двутав-
ровые балки устройства рассчитываются на изгиб (рис. 95, б)>
а стойки и ригеля — по формулам (рис. 95, в):

vA = Pr-, vD = Pr-, k = TiV

Л/f	«ж	4‘7C3 r\Cil

MB = —Hh = 2l (2A + 3) P; Mmax —	2д+ 3Pя.

Приа = в= -2-> Va = Vd=~2, H = 8^2i^-3j

Лестницы

Для обслуживания шкивных площадок копров устраиваются
лестницы, которые должны обеспечить удобство и безопасность
для обслуживающего персонала; при высоте копра более 40—45м

197
10700

необходимо предусмотреть механизированный подъем. Лестни-
цы (рис. 96) должны устраиваться из маршей длиной не более
7—8 м, или через каждые 8—10 м должны быть площадки для
отдыха. Ширина лестницы принимается не менее 600 мм. Ступени
устраиваются из рифленого железа шириной 150 мм и высотой
не -более 250 мм.

Направляющие проводники

Направляющие проводники могут быть рельсовые, деревянные
и канатные. Рельсовые проводники (рис. 97, а), как правило,
крепятся к станку специальными скобами. Для этого ширина бал-
ки, к которой крепятся проводники, должна быть такой же, как
расстрелы в стволе, тогда рельс врубается на 4—5 мм в полки
балки. В тех случаях, когда расстояние между подошвами рель-
сов шире полки балок, на последние навариваются плитки шири-
ной, равной расстоянию между подошвами проводников плюс
10 мм.

Обыкновенно стремятся к применению такого профиля балки,
чтобы ширина ее полки была равна полке соответствующего рас-
стрела в стволе, но, если это приводит к чрезмерному, неоправ-
данному увеличению профиля балки, рациональнее принять
расчетный профиль с наваркой на его полках плитки.

Деревянные проводники (рис. 97, б) прикрепляются к станку
при помощи болтов и деревянных коротышей. Канатные проводни-
ки (рис. 98, а) прикрепляются к верхней площадке копра, поэто-
му при его расчете необходимо учесть вес каната, идущего по всей
глубине ствола и натяжного груза,

Р= —
г 100 ’

где Р — вес груза,

Н — глубина ствола.

При канатных проводниках навешиваются в стволе обычно
еще два тормозных каната (рис. 98, б), располагаемых между со-,
судами. Отбойные канаты крепятся к балке опорной рамы копра.

Фундамент укосины

Фундамент укосины должен проектироваться таким образом,
чтобы давление на грунт передавалось равномерно по всему осно-
ванию. Для этого результирующая давления ноги укосины и соб-
ственного веса фундамента не должна выходить из. средней трети
основания. Для обеспечения устойчивости копра собственный вес
фундамента должен превышать не менее чем на 25% максималь-
ную величину отрицательной реакции. Площадь основания фун-
дамента принимается в зависимости от допускаемого удельного
давления на грунт. Перед закладкой фундамента грунт основа-
ния должен быть испытан.

Рис. 98. Крепление канатных проводников
и тормозных канатов
Форма фундамента (рис. 99) должна соответствовать направ-
лению опорного давления, т. е. следует стремиться к такой форме
фундамента, при которой реакция проходила бы ближе к центру
любого сечения фундамента, проведенного нормально к направле-

Рис. 99. Фундамент под ногу укосины

нию реакции. Равнодействующая опорного давления и веса фун-
дамента не должна выходить из средней трети основания фунда-
мента. Площадь основания фундамента определяется по фор-
муле

F = -

г R9

где Р—максимальная величина равнодействующей опорно-
го давления и веса фундамента;

R — допускаемое давление на грунт.

Заделку анкерных болтов в Фундаментах укосины наиболее
рационально производить при помощи анкерных балок. В тех слу-
чаях, когда глубина заложения фундамента значительно больше
длины болтов, рекомендуется дополнительно использовать арма-
туру из круглой стали, которая передает реакцию всему объему
фундамента.
§ 17.	Общие указания для составления проекта надшахтного
копра

Надшахтный копер представляет собой весьма сложное соору-,
жение, тесно связанное со многими элементами технологического
комплекса шахты, оказывающими большое влияние на выбор
системы и на конструкцию копра.

Рекомендуется -придерживаться следующего порядка проекти-
рования:

1)	определение основных данных для проектирования копра;

2)	составление предварительной схемы копра и увязка ее с эле-
ментами технологического комплекса шахты;

3)	составление окончательной схемы копра и расчет усилий
в его элементах;

4)	подбор сечений элементов копра и окончательная увязка
•копра с надшахтным зданием;

5)	составление рабочих чертежей;

6)	вычисление веса копра;

7)	составление пояснительной записки, в которой обосновы-
вается выбор системы копра, а также дается описание его кон-
струкции.

Для проектирования копра необходимо иметь следующие дан-
ные:

место установки копра (комбинат, трест, шахта);

количество и род подъемов;

глубина и диаметр ствола;

диаметр барабана (шкива трения) подъемной машины и на-
правляющих шкивов;

отметки оси барабана (шкива трения) подъемной машины, оси
верхнего направляющего шкива, приемной или разгрузочной пло-
щадки; расстояние от оси барабана подъемной машины до оси
ствола;

размеры и вес подъемного сосуда и вагонетки (при клетевом
подъеме);

наибольший зараз поднимаемый полезный груз;

вес 1 м подъемного и хвостового канатов;

вес направляющих шкивов;

скорость подъема и ускорение (замедление);

натяжение направляющих, отбойных и тормозных канатов;
максимальная депрессия (если ствол вентиляционный);
характеристика грунта и допускаемое на него давление.

Кроме перечисленных сведений для проектирования копра,,
необходимо иметь:

поперечный разрез ствола с расположением подъемных сосу-
дов;

схему подъемов;

чертежи надшахтного и других примыкающих к копру зданий,
приемных бункеров и разгрузочного устройства;
генеральный план поверхности;

чертежи посадочных кулаков, кривых направляющих, подъем-
ных сосудов, шкивов и другого оборудования;

чертеж устройства устья ствола со всеми примыкающими
к нему каналами;

установочные чертежи тормозных канатов парашютных уст-
ройств.

Глава II.

МОНТАЖ НАДШАХТНЫХ КОПРОВ

§ 18.	Методы монтажа и основное монтажное оборудование

Метод монтажа копра имеет большое влияние на весь график
строительства шахты, особенно в тех случаях, когда ствол, на ко-
тором должен монтироваться копер, используется для подъемных
операций при проведении горизонтальных и наклонных выра-
боток.

От принятого метода монтажа копра зависит продолжитель-
ность остановки рнбот по стволу. Поэтому метод монтажа копра
должен тщательно продумываться, исходя из условия максималь-
ного сокращения перерыва работы подъемной установки.

Различают два основных метода монтажа копров:

монтаж над стволом, требующий остановки подъемной уста-
новки;

монтаж в стороне с последующей надвижкой на ствол, требую-
щий остановки ствола только на время надвижки.

При первом методе станок собирается наращиванием непо-
средственно над стволом или собирается в стороне, а затем под-
нимается на место. После установки на место станка подни-
мается укосина.

При втором методе станок и укосина собираются и устанавли-
ваются в вертикальное положение в стороне, а затем весь копер
надвигается на ствол.

Поступающие на шахты элементы конструкции копра выгру-
жаются с железнодорожных платформ на специальную площад-
ку, расположенную вблизи от места монтажа.

Разгрузку следует вести при помощи подъемных кранов или
лебедками. Выгружаемые элементы конструкции должны быть
уложены на подкладках и в определенном порядке, зависящем от
принятого метода монтажа. После выгрузки следует тщательно
проверить по чертежам комплектность всех элементов. Подтаски-
вание элементов копра к месту сборки производится тракторами,
автопогрузчиками или лебедками.

При монтаже копров применяются в основном мачты, поли-
спасты и лебедки.
Монтажные мачты изготовляются трубчатыми или ре-
шетчатыми. Сечение трубчатой мачты может быть принято из од-
ной, трех и четырех труб. Техническая характеристика наиболее
часто применяемых трубчатых мачт приведена в табл. 41.

Таблица 41

Эскиз сечения
мачты

Размеры
труб, мм

Вес  1 м	Пло- щадь	Момент инер- ции се-	Радиус инер-	Момент сопро-	Про- доль- ная гиб-
мачты.	сече-	чения	ции г,	тивле-	кость
кг	ния F, см3	мачты  J, см4	см	ния W. см3	х = — г

Пре-
дель-
ная
длина

I, м

До-
пуска-
емая
нагруз-
ка Р,
т

31

41

46

62

79

88

93

1 000
1280
1450
3 430
6 800

10300
16 000

5,6

5,5

5,6

7,44

9,25

10,8

13,1

116

152

173

313

500

630

835

138	10 800 8,8	600

175

175

175

175

175

175

175

175

180 55 100 17,4	1670	175

10,0

10,0

10,0

13,0

16,0

17,0

23,0

15,5

30,0

12,0

15,0

17,5

18,0

30,0

33,0

35,0

52,0

68,0

Решетчатые мачты изготовляются из четырех уголков. Допус-
каемая нагрузка Р в зависимости от высоты Н и гибкости X ре-
шетчатой мачты приведена на рис. 100.

Канаты применяются для подъема грузов и для расчалок.

Для подъема грузов при монтаже рекомендуется применять
гибкие стальные канаты конструкции 6 X 37. Для подъема груза
принимается запас прочности каната *= 5.

Наименьший диаметр ролика для каната определяется форму-
лой

Др = 3203,
где 8 —диаметр проволоки каната.

Допускаемые усилия для канатов конструкции 6 X 37
(ГОСТ 3071—55) приведены в табл. 42.

Для расчалок применяются стальные канаты конструкции
6 X 19 (ГОСТ 3070—55). Техническая характеристика этих кана-
тов приведена © табл. 43.
Диаметр, мм		Допускаемое усилие, кг				Наимень- ший диа- метр роли- ка, мм	Вес 1 м каната, кг
каната	проволоки	Расчетные пределы прочности проволоки при растяжении, кг/ммх					
		130	|	150	1 160 1	|	170		
13,0	0,6	1,3	1,5	1,6	1,75	190	0,57
15,5	0,7	1,8	2,1	2.2	2,4	220	0,77
17,5	0,8	2,4	2,6	2,9	3,1	250	1,0
19,5	0,9	3,0	3,4	3,7	3,9	300	1,3
22,0	1,0	3,7	4,3	4,6	4,8	320	1,6
24,0	1,1	4,5	5.2	5,5	5,9	350	1,8
26,0	1,2	5,3	6,2	6,6	7,0	380	2,3
28,5	1,3	6,3	7,3	7,7	8,2	400	2,6
30,5	1,4	7,3	8,4	9,0	9,5	450	3,1
32,5	1,5	8,3	9,6	10,0			480	3,6
35,0	1,6	8,6	11,0	11,7			500	4,1
37,0	1,7	10,7	12,4	13,2	—_	540	4,6
39,0	1,8	12,0	13,9	14,8	—	570	5,2

Таблица 43

Диаметр, мм		Допускаемое усилие, кг				Вес 1[м каната? кг
каната	проволоки	Расчетный предел прочности проволоки при растяжении, кг/мм*				
		130	1	150	1	160	|	|	170	
18,5	1,2	4,7	5,5	5,8	6,2	1,2
20,0	1,3	5,5	6,4	6,8	7,25	1,3
22,0	1,4	6,5	7,5	8,0	845	1,6
23,5	1,5	7,4	8,6	9,15	—	1,9
25,0	1,6	8.4	9,7	10,3	—	2,3
26,5	1,7	9.5	11,0	12,0	—	2,4
28,0	1,8	10,6	12,3	13,1	—	2,7
31,0	2,0	13,0	15,1	16,2	—	3,2
34,0	2,2	16,0	18,4	19,6	—	3,3
37,0	2,4	19,0	21,8	23,3	—	4,7

Расчалки закрепляются к лебедкам или якорям.

Если усилие Q в расчалке не превышает 10 т, то рекомендуется
применять свайный якорь (рис. 101, а), основные размеры кото-
рого приведены в табл. 44.

При усилии в расчалке более 10 т целесообразно применять за-
кладной якорь (рис. 101, б), который состоит из горизонтального/,
наклонного 2 упоров и тяги 3.

Горизонтальный упор состоит из двух—трех бревен, длина
и диаметр которых определяются расчетом. Тяга служит для
соединения расчалки с якорем и выполняется из круглого или
полосового железа. Основные размеры закладных якорей при-
ведены в табл. 45,
Pm

Рис. 100. График допускаемой нагрузки в зависимости от высоты
и гибкости решетчатой мачты:

— нагрузка при допускаемом напряжении R и< 1400 кг!см>; 2 — нагрузка при
допускаемом напряжении Вн< 1000 кг/см*

Рис. 101. Якоря:
а — свайный; б — закладной

Рис. 102. Канатный зажим
	Размеры, мм (см. 1			эис. 101, а)		
Усилие на якорь Q,	свая 1		свая 2		свая 3	
т			' с> 1	d.	с» 1	d,
1	400	180	—	—	—	—
1,5	400	200	—	—•	—	—
2	400	260	—	—	—	—
3	400	200	900	220	—	—
4	400	220	900	250	—	—
5	400	240	900	260	—	—
6	400	200	900	220	900	280
8	400	220	900	250	900	300
10	400	240	900	260	900	330

Таблица 45

Усилия на якорь, т	Глубина заложения бревен И, м	Размеры упорных бревен (см. рис. 101, б), 	мм					Диаметр тяги d, мм	Объем лесомате- риалов на один якорь, JH8
		горизонтальный упор		НПКЛОН Г	г>:й упор		
		Dx	|	1	D, |	L,		
3	1,5	260	1200						24	0,15
5	1,5	240	1200	140	900	26	0,30
10	1,5	260	1950	160	1100	36	0,42
15	2,0	280	2150	180	1500	2x32	0,88

Натягивание расчалок производится ручной талью.

Крепление расчалок к тягам якорей производится специальны-
ми зажимами (рис. 102), основные размеры которых приведены
в табл. 46.

Таблица 46

Диаметр каната dK, мм	Размеры зажимов (см. рис. 102), мм			Вес зажима qf кг
	1	|	L	|		к	
18,5	50	100	57	1,0
20,0	60	115	66	1,2
21,5	60	118	68	1,3
23,0	60	120	71	1,4
25,0	65	130	77	1,5
26,0	70	140	81	2,5
28,0	80	155	88	3,5
31,0	80	160	94	4,0
34,0	90	175	103	4,5
37	ПО	205	115	6,0

Полиспаст (рис. 103) применяется для снижения усилия
Р в канате лебедки при подъеме груза Q.

Усилие Р определяется по формуле

Р — — кг
л —	, Кс,

ПУ) ’

где Q — поднимаемый груз;

14 1398	209
п — количество рабочих ниток полиспаста;

т) — к. п'. д. полиспаста.

Техническая характеристика полиспастов приведена в табл. 47.

Рис. 103. Схема полиспаста

Лебедки применяются для подъема грузов при монтаже
копра, а также для натяжения расчалок. Для подъема грузов при-
меняются, как правило, тихоходные электрические, а для натя-
жения расчалок ручные лебедки.

Техническая характеристика тихоходных электрических лебе-
док приведена в табл. 48.

Таблица 47

Г рузоподъем ность полиспаста Q, tn	Количество рабочих ниток п	К. п. Д. 7]	Усилие в канате лебедки Р, кг]
9	2	0,95	475
18		0,93	485
25	6	0,88	475
32	8	0,84	475
38	10	0,80	450
44	12	0,76	480
Показатели

Таблица 48
Тип лебедк
ЛПК-4 | A1j»S

Натяжение каната, т...........................

Канатоемкость, м........................ .	. .

Средняя скорость подъема, м/сек...............

Диаметр барабана, мм..........................

Диаметр каната, мм............................

Число слоев навивки каната....................

Вес лебедки без каната и электродвигателя, т . .

Мощность электродвигателя, кет................

Основные размеры, мм-
длина .........................................

ширина .................................

высота.............•....................

§ 19.	Подъем станка методом поворота

Подъем станка методом поворота
производится следующим образом.

После сборки станок подтягивается
к стволу. Во избежание деформации
стойки станка во время подъема усили-
ваются бревнами (рис. 104). Особенно
тщательно должны усиливаться места
крепления полиспастов и концы стоек,
относительно которых происходит
подъем станка.

На рис. 105, а приведена схема раз-
мещения монтажных средств при подъ-
еме станка методом поворота. Общий
вес копра равен 110 т, в том числе вес
станка 65 т вес укосины 23 т; высота
станка 46 м\ длина укосины 39,5 м.

Подъем станка осуществляется од-
ной проходческой лебедкой 1 с двумя
шестиниточными полиспастами 2, за-
пасованными канатом диаметром 26 мм.
Для подъема станка применяются две
решетчатые мачты 3 высотой 40 м каж-
дая. Для удержания стоек станка от
скольжения устанавливаются две элек-
трические лебедки 4. Боковое раскачи-
вание станка при подъеме предупреж-
дается установкой двух лебедок 5.
В конце подъема станок удерживается
от опрокидывания лебедкой 6 с двух-
ниточным полиспастом 7. Мачты и ста-
нок раскрепляются расчалками, кото-
рые крепятся с закладным якорем.

4,0

500

0,24

880

20,2

6

3,8

18

2650

2580

1465

5,0
500
0,1

500

23,0

6

3,1

11

3125
1930
1325

Рис. 104. Усиление стоек
на период подъема станка

/

fl

T
£
1



q*66f^

в

P*80m

J	VS9'T

Подъем станка методом поворота:

а — схема размещения монтажных средств; б — графическое определение нагрузки на
подъемные полиспасты: в •— графическое определение нагрузок на расчалки и мачты
Расчет действующих усилий производится на момент начала
подъема станка.

Для определения вертикальной составляющей Q в точке Б
крепления полиспастов к станку находим значение момента всех
сил относительно точки А поворота станка

п 65-32	-

Q =	- = 56,5 т.

Зная вертикальную составляющую Q, определяем графически
(рис. 105, б) нагрузку на полиспасты Р — 80 т или на один по-
лиспаст Рп — 40 т.	, :

При полиспасте в шесть ниток на проходческую лебедку пере-
дается усилие

.	40

Ро=бТ = й-ояя-7’6 т-

Принимаем для подъема канат диаметром 26 мм (конструк-
ции 6 X 37) с разрывным усилием Р'о = 30,8 т.

Запас прочности составит

, Р^ 30,8
4= К =Т5 =14'05'

Расчет основных расчалок определяем также графически (рис.
105,в). Расчетное натяжение основной расчалки

__ 66,0_QQ

Q — ~2— — Оо,U /72.

Принимаем канат диаметром 43,5 мм с разрывным усилием
89,5 т; тогда запас прочности

k = -9-’-5 = 2 7

R 33,0	’

Нагрузка мачты, определенная графически, равна 89 т (см.
рис. 105, в) или, округляя, принимаем 90 т.

На одну мачту нагрузка составит 45 т. По графику, приведен-
ному на рис. 100, подбираем соответствующую решетчатую мачту.

Расчетные усилия на боковые растяжки определяются также
графически.

§ 20.	Подъем станка методом скольжения

При методе скольжения (рис. 106) собранный станок подтяги-
вается к стволу и поднимается при помощи двух мачт, при этом
нижние стойки станка скользят по настилу. Подъем станка произ-
водится двумя электрическими лебедками 1 грузоподъемностью
по 5 т с гибким канатом (конструкции 6 X 37) диаметром 26 мм
и двумя восьминиточными полиспастами. Подъем производится
при помощи двух решетчатых мачт высотой по 32 м.

Станок подтягивается к стволу настолько, чтобы главные по-
лиспасты 2 были почти вертикальны, что уменьшает нагрузку на
мачты.
При расчете принимаем: вес копра 81,5 т, в том числе вес
станка 46 т, вес укосины 20 т; высоту копра 35,8 м.

Для расчета основных растяжек и подъемных полиспастов на-
ходим момент всех сил относительно точки А

Ма=46 -25—$24 = 0,
откуда

Q = 1^—25 = 48 т.

24

Нагрузка на один полиспаст

? = 24 т.

£

Принимаем восьминиточньтй полиспаст, запасованный канатом
диаметром 26 лш.

Натяжение одной основной расчалки мачты определяется из
условия равновесия

<7/1 = ^ Z2 = <?28 = 24 • 16,

откуда
_ 24.16	,0 7

? — 28 IS’? т'

Принимаем для расчалок канат диаметром d = 28 леи.

Натяжение боковой расчалки определяется из условия рав-
новесия

Pil» — qh,
откуда

25 -15 I □ л
ч = V = "28“ = 13’4 т-

Натяжение передней расчалки:

QiZi = qaU-, 7п -	= 26,5 т.

Натяжение на одну расчалку

26.5	4 Q

~ 13,25 т.

Принимаем канат диаметром 28 мм.

Максимальная нагрузка на одну мачту равна

46 OQ
у= 23 т.

Для подтягивания станка к стволу необходимо усилие

Я = Gf,
где G — собственный вес станка;

f — коэффициент трения (f = 0,4)
Рис. 106. Подъем станка
Вид В

Н*36м

Вид А

методом скольжения
Тогда ЛГ= 46 • 04 = 18,4 m.

Принимаем шестиниточный полиспаст грузоподъемностью
25,0 /и; канат для подъема диаметром 24 мм и ручные пятитонные
лебедки.

Метод скольжения значительно удобнее метода поворота, так
как до начала монтажа станок не обязательно располагать строго
по главной оси подъема.

§ 21.	Монтаж копра методом надвижки

Монтаж копра методом надвижки значительно сокращает пе-
риод прекращения работы подъемных установок. При этом методе
копер собирается на расстоянии 12—15 м от ствола. На месте сборки
копра выкапывается котлован такой глубины, чтобы после уклад-
ки шпал, балок и монтажной плиты отметка последней совпала
с отметкой подкопровой рамы. Шпалы укладываются одним или
двумя слоями на тщательно подготовленную постель из щебня и
скрепляются между собой скобками. Монтажная плита (рис. 107)
крепится к шпалам костылями, причем до начала 'монтажа уровень
плиты должен быть тщательно проверен маркшейдерским ин-
струментом. На монтажной плите укладываются листы саней и на
них производится сборка станка способом поэлементного наращи-
вания. Подъем элементов станка, вес которых не должен превы-
шать 5 т, производится электролебедками грузоподъемностью 5 т
при помощи «скользящей» трубчатой мачты длиной 10—14 м
(рис. 108), которая по мере наращивания станка поднимается
вместе с. расчалками.

При сборке станка обеспечивается постановка полного коли-
чества болтов во всех стыках по количеству отверстий, причем 50%
болтов в стыке должны ставиться чистыми.

После полной сборки станка производится спуск «скользящей»
мачты и монтажной площадки. Расчалки со «скользящей» мачты
перекрепляются на станок копра, выполняется маркшейдерская
выверка и необходимая рихтовка станка, навешивается подвесная
площадка (люлька) для производства клепки и сварки станка.

Окончив клепальные и сварочные работы, приступают^ подъему
укосины при помощи станка копра (рис. 109).

После подъема производится клепка сопряжения укосины со
станком.

Для надвижки собранного копра (рис. ПО, а) на ствол "выпол-
няются следующие подготовительные работы:

перекрывается ствол, удлиняется монтажная плита до сопря-
жения ее с подкопровой рамой (рис. ПО, б), ракрепляются швел-
лерами (рис. 110, в) станок и укосина;

устанавливаются электрические и ручные лебедки,  прикреп-
ляются полиспасты к станку и укосине, устраиваются якоря
производится обильная смазка всех поверхностей скольжения,
218
Рис. 107, Монтажная плита для сборки станка

\2Ю
Рис. 108. Сборка станка при помощи «скользящей» мачты
необходимо строго соблюдать параллельность всех путей скольже-
ния для стоек станка и ног укосины.

После тщательного выполнения всех подготовительных опера-
ций и окончательной проверки готовности к работе ослабляются
расчалки копра и производится его надвижка на ствол.

Рис. 109. Подъем укосины при помощи станка копра



По окончании надвижки копра на подкопровую раму передний
конец листа саней отрезается и удаляется, а оставшийся лист са-
ней вытягивается при помощи лебедки, для чего, пользуясь рас-
чалками, станок слегка наклоняют. После маркшейдерской вывер-
ки копра производят сопряжение станка с подкопровой рамой и
подливку фундаментов ног укосины.

ю
со

Рис- ПО. Надвижка собранного копра на ствол:
а ~ схема расположения копра перед надвижкой; б — сопряжение монтажной плиты
с подкопровой рамой; в — раскрепление станка и укосины
§ 22.	Подъем станка падающей стрелой

В тех случаях, когда монтаж копра производится раздельно,
т. е. когда отдельно собираются укосина и станок с головкой коп-
ра, подъем и установка станка могут производиться при помощи
падающей стрелы (рис. 111). Падающая стрела представляет собой
А-образную мачту с шарнирными башмаками в опорах и устрой-
ством в голове для крепления полиспастов. После установки и за-
крепления подкопровой рамы к ней подтягивается станок, две

Рис. 111. Подъем станка падающей стрелой

стойки которого шарнирно прикрепляются к подкопровой раме та-
ким образом, чтобы после подъема станка стойки стали на свои
места. К подкопровой раме закрепляются также опорные башмаки
падающей стрелы.

К головке падающей стрелы прикрепляются неподвижный блок
полиспаста № 1, подвижный блок полиспаста № 2 (полиспаст № 2
является рабочим) и тормозной канат.

В начале подъема станка стрела находится в положении, близ-
ком к вертикали. Сначала лебедками натягиваются канаты полис-
паста, затем производится небольшой подъем станка с остановкой
в таком положении на 15—20 мин для проверки работы средств
подъема, после проверки подъем продолжается, при этом стрела и
станок вращаются вокруг осей шарниров. При подходе станка к
вертикальному положению вводится в действие тормозная лебед-
ка, которая работает совместно с подъемной. После установки и
раскрепления станка падающая стрела, шарниры и полиспасты
демонтируются.

Подъем и крепление укосины производится при помощи станка.
224
Глава III

ПРОХОДЧЕСКИЕ КОПРЫ
§ 23. Конструкция и расчет проходческих копров

Проходческие копры называются еще временными, так как они
служат в основном на период проходки стволов. Для эффективного
проведения горизонтальных и наклонных выработок по всему фрон-
ту работ целесообразно применять постоянные копры и подъемные
машины, а во многих случаях рационально также их применять
и при проходке стволов.

На проходческих копрах размещаются направляющие шкивы
подъемных и направляющих канатов, шкивы для подвески насо-
сов с трубами, проходческих полков, вентиляционных труб, труб
сжатого воздуха, спасательной лестницы и другого подвесного обо-
рудования. На проходческом копре имеется также приемная (раз-
грузочная) площадка, на которой производится разгрузка бадей.

Проходческие копры могут быть деревянные и металлические.

Деревянные копры могут применяться для проходки неглубо-
ких стволов малого диаметра и емкости бадьи не более 0,75—
1,0 м3. Деревянные копры недолговечны, при повторном их исполь-
зовании необходимо 30—40% конструкций изготовлять вновь.

Поэтому деревянные копры применяются в настоящее время
очень редко и только в лесных районах при проходке шурфов глу-
биной не более 120—150 м.

Металлические сборно-разборные проходческие копры более
долговечны, несгораемы, отличаются значительной прочностью и
без потерь используются повторно.

Наиболее рациональны типовые сборно-разборные проходческие
копры конструкции УкрНИИОМШС, выполненные из металличе-
ских труб.

Исследовательский 'институт УкрНИИОМШС разработал два
типа сборно-разборных проходческих копров: со станком (рис. 112,
а), служащим опорой для разгрузочной площадки и породных лот-
ков, и без станка (рис. 112, б). У копра без станка разгрузочная
площадка и лотки крепятся к специальным балкам. Техническая
характеристика сборно-разборных проходческих копров приведена
в табл. 49.

Таблица 49

Тип копра	Глубина ствола, м	Диаметр ство- ла в свету, м	Размеры копра, м высота	| разнос ног	Вес копра, т

Со станком

I	До 150	4,5—6,5	16,0	14X14	42,0
II	150—300	4,5—6,5	16,0	15x15	56,5
III	300—600	5,5—7,5	19,0	15X15	79,8
IV	600—1000	До 8,0	22,0	15x15	77,6

15 1398

225
вид 6

Рис. 112. Проходческие копры УкрНИИОМШС:
а — со станком; б — без станка
Продолжение табл. 49

Тип копра	Глубина ствола, м	Диаметр ство- ла в свету, м	Размеры копра, м	Вес копра, т
			высота | разы ос ног	

	Без станка			
200	4,5—6,0	16,34	10x10	31,0
400	5,0—6,5	16,34	12x12	38,5
600	5,5—6,5	17,44	12x12	45,3
800	6,0—7,5	18,05	14x14	54,0
1000	7,5—8,0	18,54	14X14	61,2

Проходческие копры без станка значительно легче по весу и
имеют значительное свободное пространство внутри копра.

На шкивной площадке (рис. 113) располагаются шкивы и раз-

грузочная площадка с породными жело-
бами для разгрузки бадей. В тех слу-
чаях, когда все шкивы не размещаются
на шкивной площадке, шкивы направ-
ляющих канатов располагаются на
второй площадке, устраиваемой на 2—
3 м ниже шкивной.

Ввиду весьма суженных проходов
между шкивами смазка и проверка их
должна производиться при остановлен-
ных подъемных машинах.

Разгрузочные породные желоба
(рис. 114, а) устраиваются металли-
ческие с уклоном в 35—38°, обеспечива-
ющим подвижность породы. Желоба

Рис. 113. Схема шкивной
площадки проходческого
копра

снабжаются секторными затворами с пневматическим (рис. 114,6)
или электрическим приводом. Электрический привод более эко-
номичен и обеспечивает надежную работу при низкой температуре.

Разгрузочная площадка имеет настил из рифленого железа, раз-
грузочные ляды и породные желоба. Каждая обыкновенная неса-
моопрокидная бадья имеет свою разгрузочную деревянную ляду
(рис. 115, а), которая состоит из горизонтальной (в закрытом по-
ложении) и наклонной половин.

При самоопрокидных бадьях металлические ляды имеют устрой-
ство для самоопрокидывания бадьи (рис. 115, 6). Открывание и
закрывание разгрузочных ляд производится пневматической ко-
лонкой или при помощи электрических лебедок, которые особенно
удобны при самоопрокидных бадьях, так как позволяют органи-
зовать дистанционное управление опрокидыванием с выносом ка-
бины рукоятчика на место, удобное для наблюдения за движени-
ем и опрокидыванием бадьи.

Выше разгрузочной площадки к копру прикрепляются устрой-
ства, необходимые для разгрузки обыкновенных несамоопрокидных
бадей (рис. 115, а). Разгрузка бадей в этом случае происходит

15*

227
Рис. 114. Разгру
а — схема расположения желобов; б — сек*
.зочные желоба:

торный затвор с пневматическим приводом

для разгрузки бадей:

б — для самоопро кидных бадей
следующим образом. Пройдя через разгрузочную ляду, бадья
поднимается на 1,2—1,5 м и останавливается, после чего ляды за-
крываются. На кольцо бадьи надеваются крюки цепей /, прикре-
пленных к станку 2, и по сигналу производится спуск бадьи, ко-
торая благодаря цепям выводится из пути движения, ложится на
наклонную половину ляды и разгружается. Для возможности та-
кой разгрузки необходимо, чтобы при опускании и разгрузке бадьи
направляющая рамка 3 не двигалась, для чего в станке преду-
смотрен для рамки ловитель 4, который приводится в действие ры-
чагом. После разгрузки бадья поднимается в исходное положение
и ловитель освобождает направляющую рамку.

Основным условием точного расчета проходческого копра яв-
ляется правильное определение величины и приложения действу-
ющих на него'нагрузок.

На проходческий копер действуют следующие нагрузки: соб-
ственный вес копра и шкивов, давление ветра, равнодействующая
натяжения каждого каната от подвешенного оборудования и веса
самого каната, а'также нагрузки от разгрузочной площадки.

Собственный вес проходческих копров приведен в табл. 49.

При одинаковом разносе ног копра во все стороны определя-
ется давление ветра с одной стороны с учетом полной обшивки
копра.

Величина натяжения канатов зависит от тех функций, которые
они выполняют.

Натяжение S направляющих канатов определяется по формуле

S ~ 100 ’ т’

где Н — глубина ствола, м.

При расчете натяжения каната, к которому подвешиваются
трубы сжатого воздуха или вентиляционные, принимается поло-
вина веса всего става (на всю глубину ствола).

При расчете натяжения каната, к которому подвешиваются во-
доотливные трубы, к расчету принимается вес половины става с
водой. В канатах, предназначенных для подвески оборудования,
натяжение равно его фактическому весу.

Натяжение от подвески проходческого полка определяется из
расчета равномерно-распределенной нагрузки, равной 500 кг!м2,
и разгрузки от собственного веса полка.

Для подшкивных балок и узлов крепления их к другим элемен-
там расчетные нагрузки вследствие наличия динамичности при
подъеме следует увеличить на коэффициент 1,25. Рабочее натяже-
ние подъемных канатов определяется весом бадьи, каната и под-
нимаемого груза (порода с водой).

При расчете следует также учитывать экстренные нагрузки,
которые 1могут появиться при внезапном торможении бадьи. При
этом Hia копер будет действовать экстренная нагрузка, равная раз-
рывному натяжению поднимающегося каната и двойному рабо-
чему натяжению опускающегося каната.

Усилие от разгрузочной площадки определяется собственным
весом площадки и породных лотков, заполненных породой, ia так-
же временной равномерно-распределенной нагрузкой, равной
500 кг!м2.

Затем по расчетным натяжениям обеих ветвей каждого кана-
та определяется графически величина равнодействующей и ее го-
ризонтальная и вертикальная составляющие. По этим составляю-
щим производится расчет каждой шкивной балки в последователь-
ности, соответствующей опиранию их друг на друпа.

В результате расчета всех шкивных балок определяются на-
грузки, действующие на каждую ферму шатра. На эти нагрузки
в комбинации с собственным их весом и действием ветра произ-
водится расчет усилий в элементах ферм и устойчивости копра.

§ 24.	Применение постоянного копра при проходке стволов
и бескопровый способ проходки

Для проходки стволов во многих случаях могут применяться
постоянные копры. Использование постоянных копров вместо про-
ходческих имеет следующие преимущества:

отсутствуют затраты на приобретение, монтаж и демонтаж
проходческого копра;

исключается перерыв в работе ствола при переходе от проход-
ки ствола к проведению горизонтальных и наклонных выработок,
а так^е при замене проходческого копра постоянным;

отпадает необходимость в переоборудовании проходческого
копра при совмещении процесса проходки ствола с его армиро-
ванием, что позволяет после окончания проходки ствола почти без
перерыва перейти на постоянный подъем, а также сэкономить
значительные затраты за счет сокращения количества тихоходных
лебедок, направляющих и других канатов (почти все подвесное
оборудование и трубы, кроме подвесного полка и спасательной
лестницы, могут крепиться к расстрелам);

подъемные сосуды двигаются по рельсовым проводникам вме-
сто канатных.

Однако ограниченная площадь шкивной площадки постоянно-
го копра не позволяет разместить необходимое количество подъем-
ных машин, лебедок и проходческого оборудования. В результате
этого на постоянном копре требуется установка временной шкив-
ной площадки.

Размещение вокруг ствола необходимого количества проход-
ческих машин и лебедок вызывает необходимость установки до-
полнительных укосин.

Кроме этого, нагрузка от проходческого оборудования часто
значительно превышает эксплуатационную, для которой проекти-
ровался постоянный копер, в результате чего его отдельные эле-
менты необходимо усиливать.
Рис, 116. Бескопровая проходка вертикального ствола
В связи с этим составленный институтами УкрНИИОМШС
и Южгипрошахт проект приспособления постоянного копра для
проходки ствола привел к значительному усложнению конструк-
ции копра и увеличению его веса.

Если устанавливать шкив для подвесного полка непосредствен-
но на устье ствола, то копер полностью освобождается от всех на-
грузок этого полка, а на него будут действовать в основном толь-
ко нагрузки от подъемов.

Опыт последних скоростных прогрессивных проходок показал,
что с применением грейферных грузчиков большой емкости с ме-
ханическим вождением, подачи бетона по трубам для крепления
ствола сверху вниз без временной крепи (в этом случае матери-
альный подъем не требуется) и бадей емкостью 1,5—2,5 ж3
и больше одним двухконцевым подъемом можно обеспечить про-
ходку 120—150 м готового ствола.

Приведенный анализ показывает, что применение постоянного
металлического копра наиболее эффективно и экономично только
при совмещении процесса проходки ствола с его армированием.

Применение проходческого копра во многих случаях увеличи-
вает продолжительность перехода на постоянный копер и строи-
тельство постоянных зданий, особенно при новом типе блочной
поверхности.

Использовать для проходки ствола постоянный копер много-
канатного подъема или копробункер невозможно.

Для устранения этого недостатка группа инженеров комбина-
та Сталиншахтострой с участием автора разработала способ бес-
копровой проходки ствола (рис. 116), при котором роль проход-
ческого копра выполняет устье ствола, а откатка породы произво-
дится по наклонной подземной выработке.

При этом способе ствол перекрывается двумя полками, распо-
ложенными ниже постоянной подкопровой рамы, что позволяет
параллельно с проходкой ствола вести монтаж постоянного копра
и строительство всего блока поверхности.

В настоящее время в Донбассе на шахте «Комсомолец» осу-
ществлена бескопровая проходка ствола № 4 диаметром 7,5 м,
глубиной 950 м, причем проходка ствола производилась одновре-
менно с его армированием.

Опыт показал, что бескопровый способ проходки стволов обес-
печивает значительное снижение -стоимости и срока строительства
шахты.
ЛИТЕРАТУРА

БровманЯ. В. Надшахтные копры. ОНТИ, 1935.

Винарский Е. Н., Л и н ко в А. В. Сборно-разборные проходческие ко-
пры. Углетехиздат, 1957

Клорикьян В. X. Монтаж металлических надшахтных копров. Углетех-
издат, 1957.

Материалы и оборудование, применяемые в угольной промышленности. Спра-
вочник. Углетехиздат, 1957.

Нормы и технические условия проектирования бетонных и железобетонных
конструкций (НиТУ 123—56).

Нормы и технические условия проектирования металлических конструкций
(НиТУ 121-55).

Основные нормы безопасности для многоканатных подъемных установок.

Государственный Макеевский научно-исследовательский институт. Макеевка, 1957.

Правила безопасности в угольных и сланцевых шахтах. Углетехиздат, 1959.

Розенблит Г. Л. Стальные конструкции зданий и сооружений угольной
промышленности, Углетехиздат, 1953.

Справочник инженера-строителя. Москва, Госстройиздат, 1958.

Строительные нормы и Правила (СНИП). Государственный Комитет Совета
Министров СССР по делам строительства. Москва, 1954.

У л и ц к и й И. И., Р ы в к и н С. А., С а м о л ет о в М. В. и Дыхович-
ный А. И. Железобетонные конструкции. Киев. Гостехиздат УССР, 1957.
ОГЛАВЛЕНИЕ

Стр.

Введение......................................................... 3

Глава I. Конструкция и расчет надшахтных копров..................... 5

§	1.	Элементы шахтной подъемной установки;................. —

Схема работы подъемной установки..........................  —

Подъемные сосуды..........................................  6

Подъемные канаты и направляющие шкивы...................... 9

Подъемные машины.......................................... 12

Станок копра ............................................. 13

П.ахтные парашюты......................................... 14

§	2.	Классификация копров.................................... 15

§	3.	Размещение подъемных машин относительно ствола.......... 16

§	4.	Системы копров.........................................  20

Металлические копры........................................ —

Железобетонные копры...................................... 33

§	5.	Расчетные нагрузки на копер............................  40

Нагрузка от натяжения подъемных канатов.................... —

Постоянная нагрузка......................................  47

Ветровая нагрузка......................................... 50

Экстренные нагрузки....................................... 51

Группировка расчетных нагрузок............................ 54

§	6.	Расчетные сопротивления материалов копров .............. 55

Основные положения метода расчетных предельных состояний —

Основы расчета копров по методу предельных состояний ... .56
Расчетные сопротивления элементов металлических копров . .	58

Расчетные сопротивления элементов железобетонных копров .	61

§	7.	Расчетные сопротивления оснований....................... 64

§	8.	Проектирование схемы металлического копра............... 66

Определение высоты копра................................... —

Определение наклона и разноса ног укосины................. 67

Проектирование схемы головки копра........................ 69

Определение сечения станка, высоты панели и схемы решетки 74
Проектирование схемы копра для наклонного ствола ....	75

§ ^ЦР	асчет статически определимых металлических копров ...	—

Признаки статической определимости......................... 76
Расчет усилий в статически определимых фермах копров . .	78

§ 10. Расчет статически неопределимых копров...................... 88

Теорема Максвелла.............,.............................. 80

Расчет статически неопределимых ферм'способом Максвелла —

Мора....................................................... 90

Расчет статически неопределимой фермы копра на все виды
нагрузок............................................ 91

Расчет копров	с рамной панелью............................  100

Расчет статически неопределимых копров шатровой системы . 101

§ И.	Расчет копров	смешанной системы.............................102

§ 12.	Сечения элементов металлических копров......................111

Подбор и типы сечений элементов копра..........................—

Расчет сечений элементов копра...............................114

§ 13.	Узлы и стыки металлических копров...........................122

Общие требования к конструкции узла....................—

Расчет заклепочных и болтовых соединений.....................124

Расчет сварных соединений....................................127

Типы и конструкции узлов.....................................129

§ 14.	Проектирование и расчет железобетонных копробункеров
и станков копров смешанной системы..........................137

Основы проектирования и расчета копробункеров................. —

Проектирование железобетонного станка копров смешанной
системы...........................................156

§ 15.	Проектирование и расчет железобетонных	башенных	копров	.	156

Определение расчетных нагрузок........................167

§ 16.	Расчет и конструкции вспомогательных	элементов	копра	.	.	.	178

Опорная рама копра..................................... —

Подкулачные балки.....................................188

Противопожарные ляды..................................189

Рамные панели станка.....................................—

Кривые направляющие.....................................191

Ограждение проемов и обшивка	станка.........................193

Шкивные площадки.................................197

Устройство для смены направляющих	шкивов.................—

Лестницы..........................................—.

Направляющие проводники..........................200

Фундамент укосины................................. —

§ 17.	Общие указания для составления	проекта	надшахтного

копра . .	   204

Глава II.	Монтаж надшахтных копров............................205

§ 18.	Методы монтажа и основное монтажное	оборудование	....	—

§ 19.	Подъем станка	методом	поворота............................211

§ 20.	Подъем станка	методом	скольжения..........................214

§ 21.	Монтаж копра	методом	надвижки.............................218

§ 22.	Подъем станка	падающей стрелой............................224

Глава III. Проходческие копры.......................................225
§ 23.	Конструкция и расчет проходческих копров ..................225

§ 24.	Применение постоянного копра при проходке стволов и беско-
провый способ проходки ..........................................233’

Литература........................................................236
Бровман, Яков Владимирович

НАДШАХТНЫЕ КОПРЫ

Редактор издательства A. fl. Костоньян
Переплет художника В. П. Заикина
Техн, редакторы: Н. Д. Сухинина, В. В- Галанова
Корректоры: А. Г. Либергал, Л. Н. Емельянова

Сдано в набор 3I/VIII 1960 г. Подписано в печать
17/XI I960 г. Формат бумаги K0x92Vie-

Печ. л. 15. Уч.-изд. л. 14.2. Тир. 3000 экз. Т-13556,
Изд. № 501. Инд. 4/3. Пена 7 р. 10 к. 1 р. пер.

С 1 янв. 1961 г. — 81 коп. Заказ № 1398.

Государственное научно-техническое издательство
литературы по горному делу

ГОСГОРТЕХИЗДАТ

Москва, Грузинский вал, д. 35

Харьковская типография Госгортехиздата.
Харьков, ул. Энгельса, 11.
ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ

Страница	Строка	Напечатано	Следует читать
22	Подрисуночная	с шарнирной	с жесткой
	подпись	tn^v2	m^v1
52	14 снизу		
59	Табл. 7,	катании	касании
	1 графа		
135	13 сверху	Р= 14 tn	Р = 140 т
166	Табл. 37, 5 сверху	клеть	клетевой
	1 и 2 колонки	67,4 1479,0	— 1 —
	справа, 3 снизу		

Я. В. Вровман, < Над ш ахтные копры»
Цена — 8 р. ю к.

С 1 янв. 1961 г.-81 коп.

ww

Q