鉱山立坑における鉱山変形作用時のガイドレールの変形則の研究

Scientific Reports volume 13、記事番号: 5604 (2023) この記事を引用

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ガイドレール(GR)に対する鉱山立坑変形(MSD)の影響を軽減し立坑変形状態を監視するための基礎を築くために,本稿では,MSDの下でのガイドレールの変形則と機構を研究した。まず、MSDのもとで立坑ライニングと周囲の岩盤土塊(SRSM)との間の相互作用を単純化するためにばねを使用し、その剛性係数を弾性路床反力法によって推定する。次に、ばね要素に基づいて簡略化された有限要素モデルを構築し、導出式により剛性係数を計算し、その有効性を検証する。最後に,GRの変形法則と機構をMSDの異なる種類と程度の下で解析し,シャフト,バントンおよびガイドレール間の切断の下での変形特性を研究した。結果は、確立された有限要素モデルがシャフトライニングとSRSMの間の相互作用をより適切にシミュレートでき、計算効率が大幅に改善されることを示しています。ガイドレール変形（GRD）はMSDを特徴付ける強力な能力を持ち、MSDのさまざまな種類や程度、接続状態に対応する独特の特徴を持っています。この研究は、シャフトの変形モニタリングと GR の保守と設置に関する参考と指針を提供することができ、また、MSD の下での吊り上げ搬送の動作特性を研究するための基礎を築くことができます。

鉱山の立坑は重要なスロートエンジニアリングであり、その変形状態は炭鉱生産の安全性を直接左右します。炭層の発生、岩質、採掘方法、無理な保護石炭柱などの影響を受け、炭層採掘中にその上にある地層は容易に移動、変形し、それがMSD1,2の原因となります。 MSDには主に傾き、曲がり、転位、水平断面変化、垂直方向の圧縮などが含まれます。垂直方向の圧縮が発生すると、他の力のメカニズムとは異なり、SRSMによるシャフトのサポート効果が垂直上方向に失われます。変形タイプ３． MSD はシャフトライニングの破断や水砂の噴出を引き起こすだけでなく、GRD を誘発し、巻上抵抗や巻上搬送の不安定性を悪化させ、さらには詰まりや落下の原因となります4,5。典型的な鉱山昇降システムを図 1 に示します。坑道は大容量で複雑な地質条件のため、採掘中の応力と変形の研究は主に現地モニタリングと数値計算によって行われます。フィールドモニタリングでは、全地球測位システム、ライダー、ファイバーグレーティングなどを通じて地盤とシャフトの変形データを収集し、モニタリングデータを分析してシャフトの変形則とその変形につながる主な要因を取得します6,7。

地雷巻き上げシステム。

MSD の主な理由、損傷メカニズム、およびその安定性に及ぼす構造パラメータの影響を深く理解するために、多数の数値計算が実行されてきました。 Kwinta8 は、修正された Knothe 法を使用して、採掘活動によって引き起こされる立坑の連続変位を予測しました。 Bruneau9 は、Map 3D で坑道数値解析モデルを確立し、主坑の安定性に及ぼす断層と採掘順序の影響を分析しました。 Sun5 は、Universal Distinct Element Code Trigon 法を採用して坑道の数値モデルを確立し、埋め戻し採掘時の変形メカニズムを研究しました。 Zhao10は、主に坑道の深さ、ライニングの厚さ、変位を解放する建設技術などの二次元数値モデルを通じて、金川第3鉱山の主坑の安定性に及ぼす建設パラメータの影響を分析した。 Yan11 は、ABAQUS を通じて裏込め圧縮比がシャフトの変形に及ぼす影響を研究し、シャフトの安全性と安定性にとって最適な圧縮比を決定しました。 Ma12 は、数値シミュレーションを通じて、鉱体、断層、亀裂の高い傾斜角が金川ニッケル鉱山の立坑の崩壊の主な原因であることを証明しました。 Dias13 は、CESAR-LCPC によって確立された有限要素モデルを使用して、立坑の能力、特に誘発沈下に対する建設順序と地質堆積の影響を分析しました。 Walton14 は、Universal Distinct Element Code を通じて円形および楕円形シャフトの 3 次元差分モデルを構築し、シャフト形状の相対的な安定性に影響を与える要因を研究しました。上記の研究は主に、数値シミュレーションを通じてシャフトの安定性に及ぼす形状、建設パラメータ、地質条件の影響を分析し、MSDの種類、法則、原因およびメカニズムを詳細に分析し、GRDへの影響を無視しています。 MSD における GRD は巻上システムの動作特性の変化につながるだけでなく、軸の変形状態もある程度反映するため、GRD 則を検討する必要がある。

立坑は地下深くに埋設された宇宙構造物であり、地上構造物との主な違いは立坑とSRSMとの相互作用にある。数値シミュレーションを通じてMSDを検討するには、シャフトライニングとSRSMのモデルを確立する必要があり、その幅は境界効果の影響を軽減するためにシャフト直径の数倍にする必要があり、計算規模が過剰になるため、相互作用簡素化する必要があります。地下構造と SRSM の間の相互作用は、主にバネ要素によって単純化されます。 Jeong15 は、p-y 曲線のばね剛性係数を使用して、土壌と接合壁の間の相互作用を単純化することにより、単純化された弾塑性基礎梁モデルを確立しました。計算された結果は、小規模および本格的な試験結果と一致しました。 Mitelman16 は、ばねを使用して鉱石柱と本体の間の相互作用を単純化し、その変位と応力の推定式を導き出し、Rocscience によって確立された有限要素モデルを通じて簡略化された方法の精度を検証しました。 Zlatanović17 は、離散梁ばね要素を利用して土壌とトンネル構造間の相互作用を研究し、連続有限要素モデルの計算結果との比較によりその信頼性を確認しました。 Ramezani18 は、ねじりバネと並進バネを使用して基礎地盤をモデル化し、擁壁の揺れと滑りモードを計算しました。その結果は、ANSYS によって計算されたものと一致しました。 Sun19 は COMBIN39 バネ要素を介してパイプと土壌の相互作用をシミュレートし、その信頼性が理論式によって確認されました。 Zhao20 は、COMBIN39 バネ要素を使用して、非採掘活動におけるシャフトと SRSM 間の相互作用を簡素化し、ANSYS の計算結果と比較することで、簡略化された方法の有効性を検証しました。上記の研究は、MSD の下でシャフトと SRSM の間の相互作用を簡素化するためのバネ要素の実現可能性を示しています。

MSDのもとでのGRD則の研究を目的として,ばね要素を使用することによって採掘アクションシャフトとSRSMの間の相互作用を単純化する方法を提案した。ばね剛性係数の計算式は弾性路床反力法により導出し、ANSYS社のCOMBIN39ばね要素に基づいて簡易計算モデルを構築し、その導出式に従って剛性係数を計算し、有効性を検証した。 MSDの異なる種類と度合いのGRD則を解析することにより,シャフトとGRの間の相互作用機構を明らかにし,シャフト,バントン,GR間の異なる切断状態下でのガイド変形特性を取得した。

GRD は軸の損傷を直接反映することはできないが、軸の変形傾向とその間の機構をある程度反映することができ、GR の特徴は MSD における巻上搬送装置の動作特性を検討する前提となるため、 GRD の研究は、巻上システムとシャフトの安全な操作を確保するために非常に重要です。 MSD における GRD の研究は主に、さまざまな種類と程度のシャフト変形の下での GR の変形則と特性に焦点を当てています。シャフト荷重の適用を容易にし、計算ステップを簡素化し、計算効率を向上させるために、バネ要素を使用してシャフトと SRSM の間の相互作用を簡素化します。模式図を図2に示します。バネ要素の剛性係数の具体的な計算手順は以下のとおりです。

SRSM の簡素化アクションの概略図。

弾性路床反力法では、構造物に対する SRSM の水平抵抗は構造物の変位、土の性質、埋設深さにのみ関係し 21,22、力は変位に比例すると仮定しています。その関係を式に示します。 (1)。

ここで、p は単位面積あたりの構造に対する SRSM の水平抵抗、z は深さ、x は構造の水平変位、k は深さ z での水平方向の抵抗係数 (RC)、n は指数、\ (n > 0\)、\(n = 1\) は線形弾性路床反力法、\(n \ne 1\) は非線形弾性路床反力法です。

構造物周囲の岩盤土塊が岩盤の場合は安定性が強く、通常、水平方向の RC は深さによって変化せず、岩質によってのみ決定されると考えられる 23,24。軟岩や表土の場合、同じ岩質下でも水平方向の RC は深さに応じて変化し、通常は式 (1) に従って決定されます。 (2)。

ここで、m は水平方向の抵抗係数 (PCRC) の比例係数です。

岩盤の同じ岩質の下では、水平方向の RC は深さによって変化せず、式 (1) に代入されます。 (3) 立坑ライニングに対する岩盤の水平抵抗のばね要素の剛性係数を求める。

ここで、dはシャフトライニングの直径、hは隣接するスプリング間の垂直距離、Lはシャフトの円周方向のスプリングの総数です。

表土セグメントの立坑の外面では、上から下までバネの総層数が s になります。スプリングの各層を分割線として、シャフトを s 個のセグメントに分割します。第 1 バネと第 2 バネの間のシャフトの散乱水平抵抗係数の合計が計算されます。中間位置を分界点として、上部と下部の対応する抵抗係数の合計がそれぞれ上部と下部のスプリングに相当します。等価剛性係数は方程式に示されています。 (4)と(5)。ばね剛性係数の模式図を図3に示します。

ここで、\(m_{1}\) は土壌の最上層の水平方向の PCRC、\(z_{1}\) は春の最初の層の深さです。

ばね剛性係数の概略図。

表土セグメントでは、i 番目のセグメントシャフトの抵抗効果は、式 (1)、(2) に示すように、i および i + 1 バネの剛性係数と等価です。 (6)と(7)。等価原理は、散乱水平抵抗係数の分布法則が変わることを除いて、最初の部分と同じです。

ここで \(m_{j}\) は j 層土壌の水平方向の PCRC、\(z_{i}\) と \(z_{i + 1}\) は土壌の泉の深さです。それぞれ i 層と i + 1 層です。

上記の式を組み合わせると、最終的に表土の各層のバネ剛性係数が式 1 に示すように得られます。 (8)。

有限要素モデル解析は、MSD の下で GRD 法則を研究するための重要な手段です。 ANSYS は、大規模かつ汎用的な有限要素解析ソフトウェアです。コンクリート材料に特化したSOLID65エレメントを搭載しており、コンクリート構造物で高い実用性を発揮します。 APDL (ANSYS Parametric Design Language) では、バネ要素を簡単に追加して、シャフトと SRSM の間の相互作用をシミュレートできます。したがって、ANSYS を使用して、バネ要素を介して簡略化された有限要素モデルを確立します。

Zhangshuanglou補助シャフトの幾何学的パラメータに基づいて、MSDによるGRD解析用の有限要素モデルが確立されました。図4に示すように、高さは263 m、外半径は4.45 m、バントン間の間隔は4 mです。、GRの長さは12m、GR間の隙間は4mmです。立坑周囲の岩盤土塊の組み合わせの影響を避けるため、表土は砂質粘土と粘土が交互に配置され、岩盤は砂岩と微細シルト岩となっています。各層の高さは10m、表土の高さの合計は60mです。 GRとバントンは同じ素材を使用しております。岩盤土塊、シャフト、GR、バントンはいずれも線形弾性体であると仮定する。計算パラメータを表 1 に示します。

MSD の SRSM のバネ要素に基づく有限要素モデル。

シャフトライニングには鉄筋を分散させ破砕機能をオフにした一体型SOLID65エレメントを採用。 GRとバントンはBEAM188素子を採用しており、断面の長さと幅は0.2m、厚さは10mmです。 SRSM の変形抵抗は、COMBIN39 要素であり圧縮のみされる垂直方向および半径方向のばね要素を介してシャフトライニングに作用します。ばね要素の一端は固定され、もう一端はシャフトライニングノードに接続され、その剛性係数は表 1 の RC に従って取得されます。シャフトの底部は固定拘束を採用し、MSD は次のように達成されます。シャフトライニングに強制変位境界条件を課します。バントンに沿った方向を x 軸、バントンに垂直な方向を y 軸、シャフトの内側から離れる方向を正、シャフトに沿った方向を z 軸として定義します。正の方向は鉛直上向きであり、その原点は上面の中心にあります。上面の深さは０ｍである。

現場での生産条件の制限、および採掘坑の変形タイプと時間のランダム性と不確実性により、現場での試験条件を満たすことは困難です。シャフトの巨大なサイズは、縮尺モデルのテストで大きな類似定数をもたらし、縮尺モデルの GR とバントンの断面寸法が小さくなり、縮尺モデルに製造して取り付けることができません。以上の理由から、シャフトと SRSM 間の相互作用を簡素化するばね要素の有効性がソリッド要素の計算結果によって検証されます。

SRSM の固体要素に基づく有限要素モデルを図 5 に示し、そのサイズは 100 × 100 × 263 m です。 SRSM の周囲の界面は法線変位によって拘束され、底面は固定によって拘束されます。その他の計算パラメータはバネ要素計算モデルと同様です。

SRSM の固体要素に基づく有限要素モデル。

適用荷重と GR レイアウトの対称性により、異なる方向の GR の変形則は対称となるため、x 軸と y 軸の負の方向の片面 GR が研究対象として選択されます。 2 つのモデルに同じ x 方向のコサイン変位荷重をそれぞれ適用し、GRD の計算結果を図 6 に示します。変形は x 方向と y 方向で基本的に一致し、変形則は同じです。 z 方向では、振幅のみが異なります。この結果は、ばね要素に基づく簡略化された有限要素モデルの精度を示しています。

さまざまな計算モデルでの GRD。

表 2 に示すように、バネ要素に基づくモデルはフルサイズの SRSM を確立する必要がなく、固体要素に比べて計算規模が大幅に削減されるため、コンピュータのパフォーマンス要件が大幅に軽減され、計算効率が大幅に向上します。グリッドの数は 16.5 分の 1 に減少し、計算時間は 9.7 分の 1 に減少します。さらに、シャフトと SRSM の間に接触を追加する必要がないため、計算手順が簡素化され、シミュレーションの成功率が向上します。計算に使用されたワークステーションのパラメーターを表 3 に示します。

シャフトの実験モデルを図 7 に示します。レーザー距離センサ PT5070F は、トラックに沿って前後に移動できるスライダを備えたトラックに取り付けられ、異なる位置の GRD を測定します。変形データはLabJackT4データ収集カードを介してLabVIEWデータ収集プラットフォームに送信され、データの記録と前処理が実現されます。シャフトはゴム製、SRSMは細かい砂に置き換えられ、バントンとGRはアルミニウム合金製です。その幾何学的パラメータを表 4 に示します。シャフトライニングのサイズとバントンと GR の配置により、この実験では有限要素モデルの上部 20 m 範囲の GRD を検証できます。シャフトの実験モデルとばね要素モデルは同じ変形タイプを持ち、GRD が比較されます。上記のモデルは類似性定理に従わないため、定性的な比較のみが可能です。シャフト実験モデルの片側の底部にある細かい砂の一部が除去され、上部の細かい砂の動きによってシャフトが傾斜変形します。一方、ばね要素モデルに 20m の範囲で傾斜変位荷重を加え、GRD 計算結果を比較しました。

シャフト実験モデル。

図 6a では、水平方向の GRD はシャフトの変形に対して良好な追従効果を持ち、図 8 に示すように、この方向の GRD とそれに対応する深さは正規化されています。モデルはその逆であり、主にシャフトの底部の拘束が異なるため、実験での変形はバネ要素モデルの変形よりも小さくなります。実験モデルではシャフトがステンレス容器にボルトで固定されており、ほぼ固定拘束となっているのに対し、シミュレーションモデルでは上部ローカルシャフトのみに変位荷重が加わり、変形範囲はある程度下方に広がっているため、下ガイドレールの変形量が大きくなります。ただし、ばね要素モデルの全体的な変形傾向は実験モデルと一致しています。ガイドレールの変形は深さが増すにつれて減少し、波の変形を伴います。波の変形振幅は深さが増すにつれて増加します。さらに、ばね要素モデルが MSD のもとで GRD を解析する有効な方法であることが証明されました。

ばね要素のガイドレール変形と実験モデル。

MSDはGRDを引き起こすだけでなく、シャフト、バントン、GR間の断線にもつながりやすいです。 GRD特性は、正常に接続した状態、シャフトとバントンを切り離した状態、バントンとGRを切り離した状態で解析されます。吊り上げ搬送の不安定性は主にGRの水平変形が原因です。図6より、シャフトの変形と同方向のガイドレールの水平方向の変形はシャフトの変形に対する追従性が高く、シャフトの変形傾向と高い相関があり、その他の水平方向の変形は相対的に良好であることがわかります。低いので、主にシャフトの水平方向の変形に対応する GR の変形特性と法則に焦点を当てます。シャフトの垂直圧縮変形の作用メカニズムは他の変形タイプとは異なるため、主にシャフトの傾き、曲がり、転位、水平断面変形に焦点を当てます。

−２５０ｍの位置から軸はｘ軸正方向に傾き、傾き速度はそれぞれ０．２、０．４、０．６、０．８、１ｍｍ／ｍである。 x 方向に対応する GRD を図 9 に示します。GRD はほぼ直線的であり、基本的にシャフトの変形と一致していることがわかります。最大変形値は49.1、97.9、146.5、195.5、244.2mmであり、シャフト傾き変形に比べてある程度軽減されている。シャフト上面から一定の深さのGRは直線的な変形と変動的な変形を併せ持つ。変動変形の周期は隣り合うバントンの間隔である4mであり、傾斜変形が大きくなるにつれてその振幅と変形範囲は増大する。傾斜変形開始位置以下の GR では周期 4m の変動変形のみが発生しており、傾斜変形の進行に伴って振幅が増加する。

傾斜下の x 方向の GRD。

下部GRは上部の伸張作用を持つが、GR上のバントンの支持作用により伸張が阻害され、バントンを中心としてGRが逆変形し、上部にゆらぎ変形が形成される。。傾斜変形開始位置より上にある GR により下部が傾こうとするが、GR 上のバントンの拘束によりこの変形が制限され、下部がゆらぎ変形する。傾斜変形の悪化に伴い、GRD は基本的に直線的に増加し、変動変形の振幅と範囲が増加します。これは、シャフトの傾斜変形の種類と程度に対して良好な特性関係を持ちます。

傾斜変形下でのバントン、GR、シャフト間の切断を表すために、切断位置はシャフトの上部、中部、下部、それぞれ - 239、- 119、- 71、および - 11 m に選択されます。図 10 は、バントンが GR から切り離されたときの、傾斜変形下の GR の x 方向の変形を示しています。図 10a では、切断位置付近を除いて、変形は基本的に通常の接続と同じです。切断位置-239 mでは、それぞれ0.4、1.8、2.3、4.3、および4.9 mmの高さで階段状になります。傾斜変形が進行するにつれて増加し、変化率は最初は増加し、その後減少する。切断位置はシャフトの傾斜変形の影響を受け、その下方の GR の累積長さが比較的小さいため、切断位置下部付近の GR の累積変形エネルギーは比較的小さくなりますが、変形エネルギーは断線位置の上部付近は下部に比べてはるかに大きくなります。バントンが GR から切り離されると、変形エネルギーが解放され、切り離された位置の上部の GR の変形が下部の変形よりも大きくなり、階段状の形状になります。

バントンが GR から外されたときの傾斜下の x 方向の GRD。

−119mと−71mの切断位置付近の変形則は基本的に同じであり、図10b、cに示すように鋸歯状で、傾斜変形の悪化に伴って高さが増加し、その最小値は3.1mmである。最大値は 9.4 mm です。切断位置はシャフトの傾斜変形の途中に位置するため、切断位置の上部付近と下部付近で蓄積された変形エネルギーの差は比較的小さく、変形エネルギーの解放による変形は基本的には同じなので、鋸歯状になっています。図10dに示すように、バントンとGRが-11 mで切断されると、切断位置の両側のGRは逆に変形し、双方向の鋸歯状を示します。両鋸歯のピークトゥピーク値は傾斜変形の進行とともに増加し、最小値は9.8mm、最大値は36.5mmとなり、石炭が定めるGRDの許容値を大きく超えています。鉱山の安全規制。上部GRが下部に伸張することにより、上部バントンが下方に大きく伸ばされ、バントンが下方に曲がるように誘導される。上部バントンをGRから切り離すと、切り離された位置のバントンの曲げ変形は大きく解放され、他の箇所の変形はある程度軽減されるが、依然として曲率が大きい。曲げ変形の作用により、GR は曲率の小さい側、つまり x 軸の負の方向に変形し、両方向の鋸歯状を形成します。上記の分析を通じて、異なる切断位置に対応する GR の変形則が明確であることがわかりました。下部は階段状、中央は鋸歯状、上部は双方向鋸歯状です。傾斜変形が増加すると、その変形振幅も増大します。地上近くの断線位置はGRDへの影響が大きく、吊り上げ事故が発生しやすいです。

バントンを異なる位置でシャフトから切り離したときの、傾斜変形時の GR の x 方向の変形を図 11 に示します。GRD 則は、切り離された位置 − 239、− 119、および − 71 m では基本的に変化しません。、全体的な GRD 則は基本的に通常の接続状態と同じです。図 11d に示すように、周期は − 11 m で 8 m となり、隣接するバントン間の距離の 2 倍になりますが、振幅は基本的に変化しません。シャフトとバントンの切断によりバントンに対する支持効果が失われ、切断されたバントンによるGRへの拘束効果が無効となり、インターバルバントンの作用によりGRが変形し、最終的にGRDの周期が長くなる。この位置で変更します。 GRは上バントンのサポート効果が中下パーツに比べて非常に強いため、上切断位置がガイド変形に影響を与えやすいです。バントンとシャフトの切り離しは、バントンとGRの分離に比べてGRDへの影響が少ないため、シャフトの傾斜変形時のバントンとGRの接続状態には注意が必要です。

バントンがシャフトから外されたときの傾斜下の x 方向の GRD。

シャフトの -140 ～ -120 m のセグメントは、コサイン型の x 方向の曲げ変形に作用し、振幅は順に 1、2、3、4、5 mm です。 x 方向の GRD を図 12 に示します。-146 から -119 m までほぼ対称な曲げがあり、変形範囲は (- 143.1、- 119.1)、(- 147.1、- 119.1)、(- 147.9、−119.1）、（−148.7、−119.1）、（−149.8、−119.1）mと、シャフトの曲げ変形範囲よりも大きい。 GRD の最大値は 0.99、1.96、2.93、3.90、4.87 mm で、対応する位置は -130.2 m であり、シャフトの最大たわみ位置となります。最大たわみの両側でGRD則に違いがあり、右側は滑らかな曲線、左側は傾斜した階段状の曲線となっています。傾斜した階段状の曲線は主に、シャフトの最大たわみ位置に対するバントンの非対称性によるものです。シャフトの最大たわみ位置に最も近いバントンが下側にあり、GRの最大たわみは動作時にバントン付近に現れ、距離関係によりシャフトの最大たわみよりも下側で上記の動作が発生します。ガイド変形の減衰率は、シャフトの最大たわみ位置を超えると比較的ゆっくりとなります。しかし、さらに上に隣接するバントンの影響で減衰率はさらに増し、階段状の形状となります。 GRDとシャフトの曲げ変形量の間には対応関係があります。シャフトの曲げ変形の振幅が増加するにつれて、GR の曲げ変形の振幅と範囲は拡大しますが、変形の法則は同じです。シャフトの曲げ変形を特徴付けるGRDの感度と信頼性を示します。

曲げ時の x 方向の GRD。

GRD はシャフト曲げ領域から一定距離以外では周期的な弱い変動が現れ、その周期は 4m であり、その振幅はシャフト曲げ変形に対して基本的に変化せず、GR への影響は限定的であることがわかります。 −１１９〜−１０６ｍでは全体的に逆アーチ状の変形を示し、その振幅は変動変形の他の位置に比べて大きく、シャフト曲げ変形の悪化に伴って増大する。 GR の曲げ変形に対するバントンの拘束により、GR は x の負の方向に力を受け、GR は一定の範囲内で x の負の方向に沿って移動し、最終的に逆アーチが発生します。この変動は主に GR に対するバントンの拘束効果によって引き起こされます。重力の作用により GR は垂直方向に変形し、拘束によってこの変形が制限されます。これにより、隣接するバントン間の GR の上半分が負の x 方向に沿って変形し、下半分が正の x 方向に沿って変形します。であり、関節は最も変形が小さく、周期変動の起点となります。上記の変動の最大振幅はわずか 0.02 mm で、垂直度と真直度は GR 設置仕様の要件を満たしており、ほぼ真っ直ぐです。このことは、バントン、GR、シャフトの初期接続パラメーターの合理性をさらに示しています。

断線位置は順に−11、−47、−83、−107、−119、−131、−143、−155、−179、−215、−251mであり、屈曲位置全域と両側である。シャフトの。異なる程度のシャフト曲げ変形の下での同じ GRD 則により、切断時のシャフト曲げ変形振幅が 1 mm であることが研究されています。図 13 は、曲げ動作中にバントンが GR から切り離されたときの GRD 則を示しています。切断位置のGRは逆方向に変形し、その振幅はシャフト曲げ変形範囲を0.38mm外し、変動変形振幅の約7倍となる。最大振幅は-119 mで発生し、振幅の約14倍になります。この断線位置はシャフトの曲げ変形の接合部に位置し、その下のバントンがシャフトの曲げ変形の作用領域に位置するため、その下のGRが上記の作用を受け、その振幅が異常に顕著となる。 −131mの切断位置はシャフトの曲げ変形領域の中央に位置し、その上のGRは逆変形を生じ、その振幅は変動変形の5倍であり、その下の変形は基本的に同じである。通常の接続と同様です。シャフトの曲げ変形により、切断位置にある隣接するバントンの端がシャフトの内側に向かって曲がり、切断位置付近のバントンが下方に曲がり、下側の GR が正の x 方向に曲がります。バントンと GR の切り離し位置では上部 GR が逆方向に変形し、最終的には GR が逆方向に変形します。

バントンが GR から切り離されたときの曲げ下の x 方向の GRD。

シャフトの曲げ変形が作用してバントンがシャフトから外れると、GRDは図14に示されます。シャフトの曲げ変形の外側で外れると、変動変形の周期は外れ位置で変化し、8になります。 m、振幅は基本的に変化しません。切断位置がシャフト曲げ変形の上部接合点の−119mにある場合、切断位置よりも下側のGRD則は通常の接続と基本的に同じになります。切断位置の上側の変形は、負の x 方向に広がります。これは主に、下部 GR の正の x 方向への曲げ効果と、切断位置での上部 GR の逆拘束効果によるものです。切断位置が下部接合部の -143 m にある場合、変形は切断位置付近の上側で減少し、下側で増加します。この切り離された位置の上の GR はシャフトの曲げ変形領域に位置し、GR に x の正の方向にアクティブな力が作用し、それによって下部の GR に x の正の方向に引っ張り効果が生じます。この切断位置におけるバントンは、シャフトの曲げ変形領域の外側に位置する。通常接続の場合、GRにx方向の負の拘束を与えて曲げ変形の減衰率を遅くしますが、切断状態では上記の拘束がなくなり、GRの曲げ変形の減衰率が増加します。これにより、切断位置付近の上部 GRD が減少します。 GRの曲げ変形範囲とそれ以下の変形値が増加します。

バントンがシャフトから外されたときの曲げ下の x 方向の GRD。

シャフトの曲げ変形領域において、切断位置が−131mの場合、切断位置付近の変形則は通常の接続と基本的に同じであり、周期や振幅は大きく変化しない。断線したバントンがシャフトの曲げ変形領域に位置し、隣接するバントンも同時にGRに強い曲げ変形力を及ぼすため、たとえ1本のバントンがGRから離脱したとしても、その力の状態は基本的には変化せず、その結果、変形則と振幅は基本的に変化しません。切断されたバントンがシャフトの曲げ変形範囲外にある場合、切断位置におけるGR変形周期は変化しますが、振幅は変化しません。切断されたバントンがシャフト曲げ変形の接合部に位置する場合、切断位置の変形と周期が同時に変化する。曲げ変形作用下でのバントンとシャフト間の切断は、GR の変形則にほとんど影響を与えず、バントンと GR の間の接続に焦点を当てる必要があります。

-130 m から -90 m までの x 方向の所定の軸転位変形の場合、振幅は転位位置 -130 m で 1、2、3、4、5 mm であり、-90 m で 0 mm になります。減衰率は 0.025、0.05、0.075、0.010、0.0125 mm/m です。転位作用下の GRD を図 15 に示す。GR の最大変形量は 0.94、1.88、2.82、3.78、4.72 mm であり、その位置は− 126.2 m であり、シャフトの転位位置よりも高いが、その振幅はシャフトの転位振幅と比較して基本的に変化しません。隣接するバントン間の距離により、シャフトの転位変形の位置と一致しにくくなり、転位変形の効果がバントンを介してGRに伝達されるため、この効果によりGRの最大変形が発生するのはバントン付近である。バントンの位置がシャフトの脱臼位置よりも上に移動します。 GRD に対する転位変形の影響範囲は、(− 143.5、− 88.3)、(− 143.9、− 88.3)、(− 146.7、− 88.3)、(146.9、− 88.3)、(− 146.9、− 88.3) m です。、これはシャフト転位変形の作用範囲よりもはるかに大きいです。転位界面上のシャフトは下部に伸縮効果を生じ、その下部は正のx方向に移動してシャフトの変形範囲を拡大しますが、SRSMからシャフトへの抵抗により上記の効果の伝達範囲が制限されます。 GR の変形範囲は、シャフト転位変形の作用範囲よりもはるかに大きくなります。最大振幅の両側で GR の変形則に違いがあり、上側は傾斜変形の減衰傾向を示し、その減衰率は変動変形を伴う軸転位変形と基本的に同じである。下側は曲げ変形の傾向があり、減衰率は最初に増加し、最大振幅から遠ざかるにつれて減少します。これは主に転位界面下のシャフトの追従変形によって引き起こされます。シャフトの転位に対応する GRD は、傾きと曲がりの組み合わせです。転位変形の増加に伴い、GR の傾斜変形の傾き、曲げ変形の曲率、および最大振幅が増加します。これらは、シャフトの曲げまたは傾斜の下での GR の変形特性とは明らかに異なり、良好な特性が得られます。シャフト転位のマッピング関係。

転位下での x 方向の GRD。

図16aは、シャフト転位の作用下でバントンから切り離されたときのGRのx方向の変形を示しています。その位置は-11、-47、-83、-107、-119、-131、-143、 − 155、− 179、− 215、− 251 m の場合、切断位置にある GR は逆の変形を生成します。軸転位範囲外の逆方向変形のピークツーピーク値は約0.4mmであり、変動変形の約20倍であり、主に重力の作用下でのGRとバントン間の相互作用の解放によって引き起こされる。。軸転位領域におけるバントンと GR の断線が -107 m と -119 m の場合、対向変形のピークツーピーク値はそれぞれ 0.53 mm と 0.57 mm であり、その値の増加は軸転位領域の外側に比べて小さい。軸転位変形領域。また、シャフト曲げ変形の接合点におけるピークトゥピーク値は、シャフト転位領域外のピークトゥピーク値と基本的に同じである。バントンがさまざまな位置でシャフトから切り離されたときの GRD は、図 16b に示されています。切断位置 -143 m の上側付近では変形が減少し、下側では増加しており、その変形メカニズムはシャフトの曲げ変形作用によるこの位置と同じであるため、ここでは説明を省略します。。それ以外の断線箇所は基本的に振幅は変化せず、周期だけが２倍の変動変形となります。変形則は上記の切断位置を除いて通常の接続と基本的に同じであるため、バントンと GR 間の切断による GR への軸転位変形の影響は明らかな減衰はありません。

接続異常時の脱臼時のx方向のGRD。

− 130 ～ − 110 m セグメントのシャフトは、断面がほぼ楕円形になるように x 方向に一定の変位を与え、短軸が x 軸、長軸が y 軸になります。振幅はシャフトの外壁と X 軸の交点で発生します。 y 軸に沿って両側で均一に減衰し、シャフトと y 軸の交点で 0 mm となり、減衰曲線は余弦になります。図17はシャフトの水平断面変化の振幅を順に1、2、3、4、5mmとしたときのGRDを示しています。 − 134.9 m から − 107.4 m までの GRD は主に水平断面変化の影響を受けており、水平断面変化が大きくなるにつれて間隔は基本的に変化しない。変形は一般に台形であり、中間部は変動変形を伴う水平直線であり、遷移領域は急速に減衰し、一般に傾斜した直線となる。水平断面変化の変形振幅の増加に伴い、-134.9 m から -130.5 m までの GRD は局所的なアーチ現象を示し、上記の変形の悪化に伴ってさらに深刻になります。上記の現象は、水平断面変化の作用領域と影響領域の接合部付近で発生します。アクションエリアのバントンはシャフトに追従してx方向の正方向に変形し、影響を受けたエリアのGRDはシャフトの水平断面変化の影響をあまり受けず、影響エリアのバントンはガイド変形に対して強い抑制効果を持ちます。正の x 方向であり、作用領域の GR にはこの位置の GR に強いストレッチ効果が存在し、局所的なアーチ現象を引き起こします。

水平断面変更時の x 方向の GRD。

GRD の振幅は各水平断面変化に対応して 0.33、0.70、1.04、1.38、1.73 mm となり、シャフト変形に対して大きな減衰となります。 −107.4 から−73.1 m までの変動変形振幅は水平断面変化の悪化に伴って増大し、−73.1 から−46.9 m までは明らかな変化則がなく、−46.9 から 0 m までの振幅は減少する。上記の現象は主に、トランジションゾーンのバントンによるGR上の強い拘束効果と、下部GRによる上部の強いストレッチ効果によって引き起こされます。 GR の変形則は、シャフトの水平断面変化の振幅が異なっても基本的に同じですが、振幅には明らかな違いがあり、シャフトの水平断面変化とシャフトの変形則の間には良好な対応関係が存在します。 GR。

バントンが GR から切り離されたときの位置は、それぞれ - 11、 - 47、 - 83、 - 107、 - 119、 - 131、 - 143、 - 179、 - 215、 - 251 m であり、GRD は次のようになります。図 18a の水平断面図の変更。切断位置では逆方向の変形が発生し、その最大ピークツーピークは−107mの水平断面変化の遷移帯で発生し、その値は0.94mmである。トランジションエリアの切断されたバントンはシャフト変形の外側に位置し、GRへの変形影響はほとんどありません。トランジションエリアより下のバントンはシャフト変形エリアに位置し、シャフト変形に追従してGRDを駆動するため、隣接するバントン間の力の差が大きくなり、最大ピークツーピーク値が現れます。 −１１９ｍの立坑水平断面変化領域におけるピークツーピーク値は０．４３ｍｍであり、その値は立坑水平断面変化の作用領域外の断線位置とほぼ同じである。トランジションエリアにおけるバントンとGR間の断線はGRDに最も大きな影響を与え、異常変形を引き起こしやすくなります。

接続異常時は水平断面下のx方向のGRDが変化します。

図 18b は、シャフトの水平断面変化時のバントンとシャフト間の切断に対応する GRD です。軸変形の作用遷移領域外での断線は、断線位置付近の変動変形周期が変化するだけで、その値は8mであり、振幅は基本的に変化しない。シャフト変形作用領域では、切断位置 -119 m での最大ピークツーピーク値は 1.12 mm、上部および下部遷移領域の -107 および -131 m でのピークツーピーク値は 0.57 mm です。それぞれ0.62 mmです。切断位置の両側のバントンはシャフトの変形作用領域に位置し、x 方向の正方向へのシャフトの引っ張り効果を受けますが、切断位置のバントンには上記の効果が欠けており、最終的には位置付近の局所的な逆アーチ。遷移ゾーンの切断位置における GR の変形原理は、バントンの一方の側がアクションゾーンに位置し、もう一方の側が遷移ゾーンに位置することを除いて、上記と同じです。ただし、遷移ゾーンでの効果は比較的弱いため、ピークツーピーク値は比較的低くなります。バントンがGRやシャフトから外れた場合、水平断面の変化がGRDに大きく影響しますので接続状態には注意が必要です。

MSDのもとでGRD則を研究するために,シャフトとSRSMの間の相互作用を単純化するばね剛性係数の計算式を導き出し,ばね要素に基づく有限要素計算モデルを確立して, MSD に基づく GR の変形則を解析すると、次の結論が得られます。

ばね要素に基づく有限要素計算モデルは、シャフトと SRSM の間の相互作用をより適切にシミュレートできます。ソリッド要素モデルに比べて計算手順が簡単で、計算規模が大幅に削減されるため、シミュレーション解析の効率が大幅に向上します。

異なるタイプの MSD では、GR の変形則には明らかな違いがあり、シャフトの変形傾向と高度に相関しており、シャフトの変形を特徴付ける強力な能力を持っています。同じMSDタイプでは、シャフト変形の悪化に伴ってGRDが大幅に増加し、シャフト変形とは対照的にGRD範囲が拡大し、振幅はある程度減衰します。転位作用による変形範囲は最も強い拡大能力を持ち、水平断面変化による振幅の減衰速度は最も速い。

MSD でバントンが GR から切り離された場合、切り離された位置の GRD は基本的に双方向のこぎり波となり、そのピークツーピーク値は切断位置と MSD の種類によって異なります。バントンがシャフトから切り離されると、切り離された位置で GRD の周期が 2 倍になりますが、水平断面の変化以外は基本的に振幅には影響しません。バントンとGRの断線に比べれば影響は少ないですが、バントンとGRの接続状態には注意が必要です。

この論文では、単一の MSD タイプの下での GR の変形則のみを研究しています。坑道が継続的に深くなり、地質条件がますます複雑になるため、複合MSDタイプの下でのGRの変形則をさらに研究する必要があります。

現在の研究中に使用および/または分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

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この研究は、中国国家自然科学財団 [助成番号: 51975569、51675520] の支援を受けました。

中国鉱業大学機械電子工学部、徐州市、221116、中国

Jianlong Zhao、Chi Ma、Xingming Xiao、Yuqiang Jiang

中国鉱業大学化学工学技術院、徐州市、221116、中国

ジンナ・ハン

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JZ と CM が本文を書き、JH、XX、YJ が図を作成しました。 1、2、3。著者全員が原稿をレビューしました。

Chi Ma または Jinna Han への通信。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

シュプリンガーネイチャーは、発行された地図および所属機関における管轄権の主張に関して中立を保ちます。

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転載と許可

Zhao, J.、Ma, C.、Han, J. 他鉱山立坑における鉱山変形作用下におけるガイドレールの変形則の研究。 Sci Rep 13、5604 (2023)。 https://doi.org/10.1038/s41598-023-32767-2

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受信日: 2022 年 10 月 12 日

受理日: 2023 年 4 月 2 日

公開日: 2023 年 4 月 5 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-32767-2

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鉱山立坑における鉱山変形作用時のガイドレールの変形則の研究