Analiza teoretyczna oraz badania modelowe i eksploatacyjne kształtu pętli liny wyrównawczej

ZESZYTY NAUKOWE POLITECHNIKI Ś U ^ ł C g J 1991

S e r i a t GÓRNICTWO z * 2 0 0 N r k o l . 11 3 6

International Seminar on Shaft Holsting Technology

A lfred CARBOGNO

Instytut Mechanizacji Górnictwa Politechniki Śląskiej, Polska

ANALIZA TEORETYCZNA ORAZ BADANIA M0HEL0.7E I EKSPLOATACYJNE KSZTAŁTU PĘTLI LINY ,7YR0NIIAWCZEJ

S tre s z c z e n ie . Przedstaw iono a n a liz ę te o re ty c z n ą k s z ta łtu p ę t l i lin y .wyrów­

nawczej» a głównie J e j s z e ro k o ś c i. Podano' sposób wyprowadzenia wzoru na o- b lic z e n ie sz e ro k o śc i p ę t l i w e ta n ie statycznym z uwzględnieniem ¿ e j sztyw­

n o ś c i na z g in a n ie . Omówiono stanow isko i sposób badań modelowych k s z ta łtu p ę t l i l i n oraz przedstaw iono w yniki pomiarów szero k o ści p ę t l i l i n w szy­

bach. O bliczone te o re ty c z n ie sz e ro k o ści p ę t l i l i n porównano z wynikami ba­

dań modelowych 1 e k sp lo atacy jn y ch . Na podstaw ie przeprowadzonych porównań zaproponowano o sta te c z n e wzory do o b lic z a n ia szero k o ści p ę t l i l i n w szy­

bach w z a le ż n o śc i od ic h k o n s tr u k c ji.

1. iST5P

Sprowadzenie do e k s p lo a ta c ji okrągłych l i n wyrównawczych w ie lo sp lo tk * - wych dwu-i trzywarstwowych na sz e rs z ą s k a lę w k ra ju po roku 1969 napotkało

pewne tru d n o śc i te c h n ic z n e . Polegały one między innymi na tym, że za­

równo i s t n i e j ą c e u rząd zen ia wyciągowe, ja k i o s ta tn io uruchamiane n ie były przystosowane do ic h p r z y ję c ia , ponieważ parametry mechaniczne l i n okrąg­

ły c h , zw łaszcza ic h sztywność na zginanie, j e s t w iększa n i ż l i n wyrównaw­

czych p ła s k ic h . Przy stosowanych w k ra ju rozstaw ach naczjrn wyciągowych ta w iększa sztywność poprzeczna l i n okrągłych powoduje, że w swym nawrocie w rz ą p iu przyjm ują one '.wyraźny k s z t a ł t "g ru szk i" n iek ied y o znacznej sz e ro ­ k o ś c i, co j e s t d la użytkownika dość k ło p o tliw e . Zmusza go do przebudowy s t a c j i nawrotowych w r z ą p iu , a czasem do stosow ania sp ecjaln y ch zabezpie­

czeń przed kontaktowaniem s i ę lin y z obmurzem szybu lu b z elementami s t a ­ c j i . Ponadto intensywne zg in an ie lin y w naw rocie, gdzie s i ł a osiowa j e s t

52 A. Carbogno

mała, a le wpływa dodatnio na j e j trw a ło ś ć . Powyższe sp ra w ia, że poznanie k s z ta łtu o si l i n y w naw rocie j e s t dość isto tn y m zagadnieniem zarówno d la projektantów , ja k i użytkowników wyciągów szybowych.

2. TEORETYCZNY KSZTAST OSI ZJISAJ4CEJ LINY

K s z ta łt, ja k i przyjm uje zw isająca linja r o z p ię ta pomiędzy dwoma podpora­

mi, zależy od:

- rozstaw u podpór h i d łu g o ści l i n y ,

- masy je d n o s tk i d łu g o śc i li n y sztyw ności poprzecznej E l, - sposobu mocowania i o b c ią ż e n ia zewnętrznego.

J e ż e l i długość całk o w ita zw isającego odcinka lin y j e s t d o s ta te c z n ie duża, można w yróżnić tr z y podstawowe k s z t a ł t y o si l i n y , jak to pokazano na r y s .1.

W u k ładach, w k tó ry ch ro z p ię to ś ć podpór h j e s t porównywalna z d łu g o ś­

c ią lin y , j e j . k s z t a ł t można o p isać funkcjam i h ip e rb o liczn y m i, bo krzywizny o si są m ałe, a wpływ' sztyw ności El - znikomy / r y s . l a / , K s z ta łt te n n ie ma zastosow ania w o d n ie sie n iu do l i n wyrównawczych, gdzie sto su n k i h /d w zględ­

n ie h /b są rzędu 20 do 50 /d - ś re d n ic a lin y o k rą g łe j, b - grubość lin y wyrównawczej p ł a s k i e j / . Sztywności poprzecznej n ie można wówczas pominąć.

H t e j s y tu a c ji można w yróżnić zwis swobodny /wg r y s . l . b . / , w którym s k ła ­ dow a pozioma r e a k c j i P =0, o raz zwis l i n y ze ściskaniem w nawrocie / r y s . 1 c/, gdy składowe w podporach są skierow ane do p io n o w e j o s i w ycią­

gu. Przypadek te n w ystępuje w prak ty ce n a jc z ę ś c ie j i c h a r a k t e r y z u j e s i ę z w ł a s z c z a tym, że szerokość nawrotu h_ j e s t większa n iż ro zstaw zaw iesze­

n ia h . K s z ta łt p ę t l i , głównie j e j szerokość, zależy m ię d z y innymi od kon­

s t r u k c j i l i n y , szczeg ó ln ie uw idacznia s i ę to przy l i n a c h w y ró w n aw cz y ch o- k r ą g ł y c h . W k r a j u obecnie s t o s u j e s i ę szeroko l i n y w yró w n aw cz e okrągłe d w u w arstw o w e typu GIG / r y s . 2 a , b , c / w m n ie js z y m s t o p n i u l i n y t r z y w a r s tw o w e k o n s t r u k c j i 3 3x7+Ao / r y s ,2d./t a o s t a t n i o c z y n i o n e s ą próby z l i n a m i tr z y - -.■ arstw ow yni k o n s t r u k c j i 34x7+ A q / r y s . 2 e /t

2 . 1 . TJ??X3ZGZG:3 RODANIE OSI S 3 0 B 0 3 S I2 Z JIS A JąC E J ..U-TY

Do wy p r o•.a d z e n i a r ó w n a n i a k r z y w i z n y p ę t l i l i n y z uwzględnieniem j e j s z t y w n o ś c i n a z g i n a n i e .• . / k o r z y s t a n o m o d e l p o d a n y w prasach T e r l e c k i e g o 7 . 1 . [ 6 , 8 , 9 ] . O trz y m a n e w t y c h p r a c a c h r ó w n a n i a ró w n o w a g i m omentów i s i ł d z ia ła ją c y c h na element lin y w p ę t l i n ie s ą zgodne z podanym planem s i ł i momentów w o d n ie s ie n iu do układu w spółrzędnych.

Analiza teoretyczna oraz badssią aocłelowa., 53

Rys.1. Symetryczne kształty pętli liny wyrównawczej: a-składowa Px dodatnia (rozciąganie w nawrocie, b-składowa Px -0,

c-składowa P ujemna (ściskanie w nawrocie)

v s . 2. Przekroje poprzeczne stosowanych w kraju lin wyrównawczych okrągłych wieloaplotkowych nieodkrętnych: a,b,c-dwuwarstwowych typu GIG, 18xm+A , gdzie m-12,16,19, d-trzywarstwowej konstrukcji 33x7* A , e-trzyw8rstwoweJ konstrukcji 34x7+Aq

54 A. Carbogno

» n in iejszy m opracowaniu d la p rz y ję te g o modelu / r y s .3/ , w którym począ­

te k nieruchomego układu w spółrzędnych YOX zn ajd u je s i ę w najniższym p rz e ­ k ro ju p ę t l i z warunków rzutów s i ł na o sie współrzędnych oraz sumy momentów zginających-,- otrzymano:

na oś z Px+dPx-Px=0, na oś y Py+dPy-Py -^gds=0 /1/

Mł-dM-M+Pdy+P .dx=Ó, dH+P ds sinoC+P ds cos0C= 0 _{x y x} y / 2 / dx = ds cos oC, dy=ds sinoC

O sta te c z n ie możemy z a p isa ć :

Px = c o n st, Py = ^ . g . S /3/

df = -/pxsln0C+i>yOOStC/ /4/

lub

diuds = - / ?xsinoC+ ¡fgScosoCl / 4 a /

g d z ie : ^ - masa m etra bieżącego lin y ,

3 - długość łuku lic z o n a od początku układu w spółrzędnych, za w zrost d o d atn i / + / łuku p rz y ję to w zrost w kieru n k u prawej g a łę z i lin y ,

cC - k ą t n ach y le n ia sty czn ej-w dowolnym i punkcie łuku lin y do o si poziomej x.

Z -wytrzymałości m ateriałów krzywiznę K o k re ś la zależność:

K = 1 = ¡M lu b M _ _ J L _ . d dM d2ęC_ . .

£ dS iuD dS “ El s *ą(1 d3 " EI ,„2 / 5 / ab

g d zie: g - promień krzywizny o s i z g in an ia l i n y ,

K - krzywizna p ła sk ie g o zg in an ia s p r ę ż y s te j o s i l i n y , EI - sztywność lin y na swobodne z g in a n ie .

Po p rz e k s z ta łc e n ia c h otrzymano równanie różniczkow e:

2 F

ISC d32

■ 7^2“ = " S I~ Sin0C + ~ S ^ ~ C0B<X ' V g d z ie : q = ^-.g - c ię ż a r jednostkowy lin y

Zależność /6/ można również otrzymać w ykorzystując t e o r i ę zg in an ia c ie n ­ k ich prętów w je d n ej p ła sz c z y ź n ie /b ra k skręcania/^ według k tó r e j d la

ogólnego przypadku zginanego p rę ta jak na r y s .5, z uwzględnieniem jednostkowe­

go c ię ż a ru własnego ej, tów nanie różniczkowe .równowagi s p rę ż y s te j l i n i i

Analiza teoretyczna oraz badania aodelowj...

Rys.4. Kształt zwisu liny ze ściskaniem w nawrocie 1 zależność krzywizny K od przekroju S. C-punkt przegięcia liny, A-przegubowe nocowanie liny

56 A. Carbogno

przy dużych przem ieszczeniach z g in an ia wynosi [ 7 j

i 2 111

dS g d z ie :

h -

V 1

El

A

Pó w ykorzystaniu s ta ły c h bezwymiarowych i z ało żen iu , że s i ł a PL=?X działa, rów nolegle od o si x ,c z y li k ą t 8Ł = O, otrzymamy zależn o ść:

^ f = ~ E l S l n C C ~ C 0 3 0 C

dS

/ 8/

>7zór /8/ j e s t identyczny ze wzorem /6/ .

S nracach [i ,4]'przeprowadzono a n a liz ę wpływu poszczególnych składników prawej c z ę ś c i wzoru /6/ na wynik ro z w ią z a n ia . W tym c e lu przeprowadzono o b lic z e n ia w a rto ści s i ł y ? d la parametrów krajowych urządzeń wyciągowych:

ro zstaw o si naczyń h=1 , 2 + 3m oraz długość l i n 200 r 1600 m.

'.s r y s . 6 1 7 przykładowo przedstaw iono ob liczo n e -wielkości s i ł P d la aranetrów l i r . —yrówr.a-wczych okrągłych dwuwarstwowych ty p u GIG.

I a n a liz y wynika, że s k ł-d n ik — j e s t 20 * 10 razy m niejszy od sk ła d ­ n ik 2; cS /3I . "a t e j podstawie do d a ls z e j a n a liz y p rz y ję to uproszczone równanie / € / w .p o s ta c i:

d~oC as

- S cosCtT

Ej. 19/

Z o b lic z e ń w ynikało, że s i ł ą - F '.maleje'-ze wzrostem d łu g o ści lin y i spad- rri": ’ , średnicy»

Analiza teoretyczna oraz badanie aode^owa«. 57

Ryg.6. Wykresy zmiany siły poprzecznej P w pętli liny obliczonej teoretycznie w zależności od rozstawu gałęzi liny h oraz głębokości ciągnienia H.

Liny wyrównawcze typu GIG

H ,1200m

S B A . C arb o g n o

-t- N ' V t>4!S

Rys.7.WykresyZmianyallypoprzacznejPx w pętlilinyobliczonejteoretyczniew zależności odgłębokościciągnieniaH orazrozatawugałęzilinyh.LinywyrównawczetypuGIG

Analiza teoretyczna oraz badanie odslowa.. 59 Przyrost krzywizny liny w pętli określa zależność

dK = - . S.oosoC .dS /1 0 /

g d z ie : K - krzywizna lin y w dowolnym punkcie p ę t l i .

Do rozw iązania z a leżn o ści /1 0 / zastosowano metodę kolejnych p rzy b liżeń . Jako pierw sze p rz y b liż e n ie p r z y ję to , że krzywizna lin y odpowiada krzywi, n ie okręgu Kq, c z y li:

oC = Kq . S P M

Wobec tego równanie /1 0 / po uw zględnieniu / 1 1/ z jednoczesną zamianą ds na ds=dośyK przyjm ie p o sta ć :

dK = " El • ooscC* ¥ o

7 1 2 /

i po p r e k s z ta łc e n ia c h :

K KdK = - O -Cii .OC- cosoć.dCŚ" 713/

Po scałkow aniu równania /1 3 / w gran icac h K do K i 0 docC otrzymamy:

K KdK o

OC

■ i -

Iproć' coscC doC

■Eli

/u /

- K OĆ

k ! KdK = - | j lafcosoCdcC 7 1 5 /

; V ! = “ g j /cosoć+of sinOi^/

oC

716/

Najpierw obliczono w artość krzywizny pierw otnej Kq przy następujących warunkach brzegowych:

dlaoC = 0, K=Kq oraz oC = — , K=0, otrzymano

v 2 K3

Ko . = " E l / o f s i n <* + c o s o ś - 1 / 717/

60 A. Carbognp skąd krzywizna początkowa o k reślo n a J e s t z a le ż n o śc ią :

Jo = V = 1.04513 . /1 8 /

H o r ąązując po p rz e k sz ta łce n ia c h , zależność / 17/

1:2 ■ K0 - Iw k- + » » • « - ' )

O O *1

K = K - r£ -(V sin < * : + cosoC- 1 ) . ---

° o ■ ( Ł .

,;2 = k2 °Cs^ _tC 0 8 tf-lj = k 2 ^ -1-oCsinoC- cosOĆ+1

o s ta te c z n ie otrzymano zależn o ść na o k re ś le n ie b ie ż ą c e j krzywizny

K = K jT” - c ć s i n o f - c o s O ć ')

Z równania r&vnov/agi elem entarnego odcinka dS p ę t l i lin y . oraz wzoru /19/ mamy:

doC= K .d S , d x = dS . c o s c ć = c o s o ć .

S -

a x = TT- iC

cosdf .d c ć

- — - oC s i n oC - c ó s o C )

/₂₀/

721/

(P )( 2

P o z io m y v / y n ia r poło-.-y s z e r o k o ś c i p ę t l i l i n y wyrówna-wcz - j / r y s . 3 / w y n o s i:

r - - 1

Lćc— : ( ^ r - a f s i n o f - c o s c ć )

(! -V 2

7 2 2/

W a rto ś ć m a k s y m a ln a p o ło w y s z e r o k o ś c i p ę t l i l i n y w y s t ą p i p r z y o s i ą g n i ę c i u a r z e z k a t c T * , c z y l i :

z i _

cosof do/ 1

( ^ F —o /s in o C - c o s o ć ^

723/

fil -1)

Analiza taoratyczna oraz badania modalcwe... 61 T a b l i c a 1

W y n ik i o b l i c z e ń t e o r e t y c z n y c h s z e r o k o ś c i p ę t l i h = 2X o r a z m p a r a m e t r u h / d d l a l i n w yrów naw czych o k r ą g ł y c h t y p u GIG o r a z

k o n s t r u k c j i 33x7+Aq i 34x7+Aq f q = y - . g . Ś r e d n i c a H a s a K o n s t r u k c j a

L p . l i n y h = a mm

m . b . j ■ l i n i k g /m

l i n y

W

m 3

h a

1 2 3 4 5 6

34 36 38 40 42 44

3 , 9 4 , 4 5 . 0 5 , 6 6 . 1 6 , 8

GIG 1 8 x 1 2+Ao

0 , 7 0 0 , 7 3 0 , 7 5 0 , 7 8 0 , 8 2 0 , 8 4

1 , 9 9 2 , 0 8 2 , 1 3 2 , 2 2 2 , 3 3 2 , 3 9

5 8 . 5 5 7 , 7 5 6 , 2 5 5 . 5 5 5 . 6 5 4 , 4 7

8 9 10 11 12 13

46 48 51 53 55 58 60

7 , 5 8 , 2 9 , 1 1 0 , 0 1 0 . 9 1 1 . 9 1 2 . 9

GIG 1 8 x 1 6+Ao

0 , 7 8 0 , 8 1 0 , 8 4 0 , 8 7 0 , 8 9 0 , 9 2 0 , 9 4

2 , 2 2 2 , 3 0 2 , 3 9 2 , 4 7 2 , 5 3 2 , 6 2 2 , 6 7

4 8 , 2 4 7 , 9 4 6 , 8 4 6 , 7 4 6 . 1 4 5 . 2 4 4 , 6 14

15 16 17 18 19

62 65 67 70 72 75

1 4 . 0 1 5 , 2 1 6 . 5 1 7 , 8 1 9 . 1 2 0 . 5

GIG 1 8 x 1 9+Ao

0 , 9 2 0 , 9 5 0 , 9 7 1 , 0 0 1 , 0 3 1 , 0 6

2 , 6 2 2 , 7 0 2 , 7 6 2 , 8 5 2 , 9 3 3 , 0 2

4 2 . 2 4 1 . 6 4 1 . 2 4 0 . 7 4 0 . 7 4 0 . 2 20

21 22 23 24 25 26 27 28

41 43 45 47 4 9 51 53 55 57

7 , 4 8 , 1 8 , 9 ‘ 9 , 7 1 0 , 5 1 1 , 3 1 2 , 2 1 3 , 1 1 4 , 0

33x7+Ao

0 , 8 5 0 , 8 8 0 , 9 0 0 , 9 3 0 , 9 6 0 , 9 8 1 , 0 1 1 , 0 4 1 , 0 7

2 , 4 2 2 , 5 1 2 , 5 6 2 , 6 5 2 , 7 4 2 , 8 0 2 , 8 8 2 , 9 6 3 , 0 5

5 9 . 0 5 8 . 3 5 7 . 0 5 6 . 4 5 5 . 8 5 4 . 9 5 4 , 3 5 3 , 8 5 3 . 5 29

30 31 32

36 37 38 39 4 0 41 42 43

30 32 34 36

h

3 , 6 4 . 2 4 . 8 5 . 3 i:° 6

B

34x7+Ao

0 , 6 7 0 , 7 0 0 , 7 3 0 , 7 6 0 , 7 8 0 8 1 0 84 0 , 8 7 0 , 8 9 0 , 9 2 0 , 9 5 0 , 9 7 1 , 0 0 1 , 0 3 1 , 0 5

1 . 9 2 1 . 9 9 2 , 0 7 2 , 1 7

lii

6 4 . 0 6 2 , 3 6 1 . 0 6 0 , 0

m IB

5 5 , 7 5 4 , 9 5 4 . 2 5 3 . 6 5 2 . 7 5 2 . 2 5 1 , 5

p r a ż e n ie całkowe wzoru /23/ j e s t te o re ty c z n ie n ie ro z .v ią z aln e , d la te g o ca łk ę t ę obliczono metodą numeryczną p rzez o k re ś le n ie w ie lk o śc i p ła s z ­ czyzny ograniczonej krzywą, k tó r e j równanie ma p o stać fu n k c ji podcałko­

wej przy zmianie w a rto ści o f od 0 do Wartość liczbow a płaszczyzny ograniczonej fu n k c ją podcałkową wynosi:

f

= f .. :.■■.C030(^• u— ----1- - = 1,4925411 i . ( 1 - oCsincZ - cosoć)

Po w s t a w i e n i u w a rto śc i f (of) d o w z o ru / 2 3 / o tr z y m a n o :

= . i d a g i i i = 1 , 4 2 8 0 9 2 t e / 2 4 /

Ko 1.04513 V ł ‘

C a ł k o w i t a t e o r e t y c z n i e o b l i c z o n a s z e r o k o ś ć p ę t l i l i n y w y n i e s i e :

h = 2.X = 2,856 \ / — /2 5 /

max m W <ł<

A n a l o g i c z n e w z o ry / 1 8 / , / 1 9 / i /25/-U T e r l e c k i e g o m a ją i n n ą p o s t a ć , c o j e s t k o n s e k w e n c j ą b ł ę d u p o c z y n i o n e g o n a p o c z ą t k u r o z w a ż a ń t e g o a u t o r a .

R e z y g n u ją c z w s p o m n ia n e g o wyżej u p r o s z c z e n i a m ożna r ó w n a n i e / 1 0 / r o z ­ w i ą z a ć m e to d ą g r a f i e z n o - a n a l i t y c z n ą .

D o k ła d n o ś ć t e j m e to d y z a l e ż y od d ł u g o ś c i o d c in k ó w A S ,n a j a k i e d z i e l i s i ę l i n ę w k o l e j n y c h p r z y b l i ż e n i a c h . P r ó b y n r o w a d z i s i ę t a k d ł u g o , a ż d l a p r z y j ę t e j k r z y w iz n y E o o tr z y m a s i ę p r z y k ą c i e o CSr p r o m ie ń ł u k u r z ę d u coj n a j m n i e j k i l k u d z i e s i ę c i u m e tr ó w . h

O b l i c z o n e t e o r e t y c z n i e w a r t o ś c i h i — S S L ^_j_n - t m u q k j ^ t r z v -

max d ' -

w a rstw o w y c h k o n s t r u k c j i 33xY+Ao i 34x7+A_ z e s t a w i o n o w t a b l i c y 1, O b l i c z e n i a p r z e p r o w a d z o n o p r z y p r z y j ę c i u , ż e s z t y w n o ś ć l i n y n a z g i n a n i e ę j e s t sum ą s z t y w n o ś c i w s z y s t k i c h d r u t ó w l i n y , c z y l i S I = £ 2 1 / g d z i e I . . -

- o s io w y m om ent b e z w ł a d n o ś c i d r u t u , S - m o d u ł Y ou n g a d l a d r u t u / / r y s, £ / Z t a b l i c y t e j w y n ik a , 'ż e l i n y k o n s t r u k c j i 51 & t w o r z ą p ę t l e o s z e r o k o ś c i 1 , 9 9 do 3 ,C m, c o o d p o w ia d a h / d = 5S f 40 v. z a l e ż n o ś c i od ś r e d n i c y l i n y , a l i n y k o n s t r u k c j i 33x7+A t w o r z ą p ę t l e o s z e r o k o ś c i 2 , 3 do 3 , 0 5 m, c o o d p o w ia d a h / d = 59 * 5 ; i l i n y k o n s t r u k c j i 34x7+1 t v o r s a p ę t l e o

c “

s e r o k o a c i 1 , 9 f 2 , 9 9 . P o r ó w n u ją c l i n v k o n s t r u k c j i G IS o r a z 33x7+A i o 3 4 x 7 + A q w z a k r e s i e ró w n o w a ż n y c h im mas jednostkowych, a w ię c p r z e d z i a ł ó w ś r e d n i c l i n t y p u GIG od / 4 6t6 2 / mm i /4 H 5 7 /m m k o n s t r u k c j i 3 3x7+Aq i /4 2 -5 8 /m ra k o n s t r u k c j i 3 4x7+ao -w idzim y, ż e w ym agany t e o r e t y c z n i e p a r a m e t r h /d d la 62_______________________________________________________________ A. Carbogrio

Analiza teoretyczna oraz badania aodelcwe.. 63

Rys.8. Wykresy obliczonych teoretycznie sztywności na zginanie El- EId lin wyrównawczych okrągłych

i płaskich różnych konstrukcji. Ejj - sztywnośó na zginanie pojedynczego drutu

64 A. Carbogno

l i n k o n s tru k c ji 33x7+1 = i 34x7+A^ j e s t o /23r34/$» większy n iż d la l i n typu GIG. Z przeprowadzonych o b liczeń sz e ro k o śc i p ę t l i l i n okrągłych trzywarstwowych k o n s tru k c ji 33x7+Ao i 34x7+Aq -wynika, że tw orzą one p ę tle 0 t e j samej sz e ro k o ś c i. Nie ma więc te o re ty c z n ie żadnych k o rz y śc i w s z e ­ ro k o ści p ę t l i l i n k o n s tru k c ji 3 4 x 7 + A q w porównaniu z lin am i 33x7+Aq, a ta k ie zało ż e n ie było podstawą do opracowania t e j k o n s tru k c ji w k ra ju 1 wyeliminowania z e k s p lo a ta c ji sztywnych l i n k o n s tru k c ji 33x7+Aq.

2 . 2 . DOKŁADNE RÓWNANIE OSI SWOBODNIE ZWISAJĄCEJ LINY

Rezygnując z już dw ukrotnie wspomnianego uproszczeniaQf=KoS zapiszemy w jego m iejsce

cC

s - f Kioi) o

co po w staw ieniu do /10/ i dwukrotnym zróżniczkow aniu po oC da równanie różniczkowe trz e c ie g o s to p n ia o p o s ta c i:

k'" K3+3K"k2+K'K3+ ^ K' cosar+2 - |j - K s in o f = 0 / 2 6 /

d la rozw iązania którego n a le ż y znać w a rto śc i początkowe pochodnych.

J e ś l i w równaniu /2 6 / p rz e jś ć z fu n k c ji K /o C / na fu n k cję oC / S / można wtedy ro zw iązan ia poszukiwać na maszynie analogow ej.

2.3. s o w n a n i s o s i z w i s a j ą c e j l i n y z e Ś c i s k a n i e m a n a w r o c i e p < o U w zględniając składową ja k na r y s .3, równanie momentów

dM = <j_Sd3cos OC +?xóS s i n « f p rz e k s z ta łc a s i ę do fu n k c ji OC/ S / otrzym ując

3 cos OC - ~ sin o f= 0 /2 7 /

dS£ "

CC" - C1 3 cosQf- C. sinOŚ- = G /2 7 a / Roz ią z a n ia /2 7 a / można poszuki-.vać na maszynie analogow ej, a polega ono nz tym, że d la danej l i n y /dane 0, / i danej d łu g o ści lin y /w arto ść maksymalna na -w ejściu/ ta k d o b ie ra s ię -wartość początkową c C /0/, aby d la końca S=1 otrzymać O ^/l/sO .

',7 punkcie p rz e g ię c ia 7 i na końcu A krzywizny oCVso/= 0 C '/S ,/= 0 / r y s . 4/.

A n a liz a t e o r e t y c z n a o r a z b a d a n ia a o d e lo w a .. 65 Ponieważ krzywizna początkowa Kq zależy od s i ł y Px , współczynnik C,, i -wartość początkowa oC‘/ o / są ze sobą związane [5] .

3. BADANIA LABORATORYJNE GEOMETRII OSI ZJISAJ4C2J LINY

W c e lu u s ta le n ia wpływu sz ero k o ści rozstaw u punktów zaw ieszenia l i n y , jak i również Je j d łu g o śc i na k s z t a ł t geometryczny pętli,w ykonano sta n o ­ wisko / r y s . 9/ w wieży basztow ej k o p aln i "Z abrze". Wykorzystano i s tn ie ją c ą k o n stru k c ję tu n e lu w wieży wyciągu w ielo lin lo w eg o , na k tó r e j zamocowano pomost z prowadzeniem obrotowych za w ie si, w któ ry ch mocowane były końce odcinków l i n wyrównawczych. Ściana czołowa i boczna tu n e lu z o s ta ły wyko­

rz y sta n e jako e k ra n , na którym narysowano p o d ziałk ę w form ie kratownicy 0 wymiarach pól 500x50Dmm, co u ła tw ia ło odczytywanie wyników badań k s z ta ł­

tu p ę t l i . Zmianę rozstaw u h o s i zawieszeń końców odcinka lin y uzyskiwano p rzez przesuw anie zaw iesi obrotowych w prowadnicy, k tó re również zezwala­

ły na badanie przechodzenia obrotów l i n y z jednego j e j końca na d ru g i.

Param etry k o n stru k cy jn e badanych l i n zaw iera t a b l i c a 2.

Pomiary wykonywano przy u ży ciu taśm m ierniczych 1 te o d o litu . Rozpoczynano je ód d łu g o ści odcinka l i n y 20 m i rozstaw u zaw iesi h = 4m. Pomiary wyko­

nano d la dwu w ariantów . II w arian cie pierwszym / r y s .10a / zmniejszano ro z ­ staw -ounktów zamocowań lin y od h =4m do h =0,4m, co 0,4m zachowując

max min

t ę samą długość 1 odcinka l i n y . W drugim w arian cie /r y s .1 0 b / zmniejszano długość odcinka lin y przez odcinanie jednego końca od l max = 20 m do 1 = 6 m, co 2m zachowując te n sam ro zstaw punktów zamocowania lin y h .

min

Podczas pomiarów odczytywano w a rto śc i współrzędnych x i y wg.szkiców na r y s . 10 d la lew ej X. i prawej X s tro n y p ę t l i . Wyniki pomiarów d la 13 bada-

Jj P

nych l i n zestawiono w ta b lic a c h i na w ykresach,które podano w pracach [1,4] , H ta b lic y 3 podano przykładowo wyniki pomiarów k s z t a ł t u p ę t l i l i n d la przypadku ta k zwanego n a tu raln e g o prom ienia zg inania l i n , k tó ry odpo­

wiada k s z ta łto w i l i t e r y 0, a na r y s. 11 otrzymane krzywe d la jednej lin y .

66 A* Carbogno

•C to ••

o c-r*' fc-Sft

O O ' - '

+> w o >*,*0 t. P ft) JO rt-H

O C X

tn

"H ►> 03

W O rH ft) -H a

s e -

N 0} O ft> P N

«H Jrfw

cft) ft) TO

N ■•-« ft)

•Ö EcM

o or «

o *h x u X a > o

-Ag&

•* 0«H +> PfH

« 03

O -H 06 E EH

O 0 * 0

a a

X N CD

*♦> O *

► > C O > O

•N «H 0] ^X W OiTfr-J

•H I ffl 3

*vo JD j*

* *5 *5g^{* i2} _{•o w} 0 iH * *4

X o o

3 Œ C M U C ą i +> 03 ♦» t»- 83 t j * C 03 _ l f \

ox> Jr *

X I -4-

1 m-H

T“ 83 «*•

» ft) rM

•»«H iH’O

O E JP Ja¿

bû CO 03 ft) ^ N 05 N OT I *N o > ,jn 0)

£ <M N

co o p TJ «M •• jo 5 n5 ?

83 fO

« 0) -H

£ * * -

03 O O CO

H+) CfM

* O Cfl O

O P + > X

c a « i

- O CNJ 03 co o •x:

¿ 3 S S_{ft) 03 o}

• • *H «»H «O

U * O 3

«H CO *«3 JO

X N O

£ i S 1

C O .* C r

jé. ä £ j

wysokość pętu,

Analiz« teoretyczna oraz badania modelowe.. 67

Rys.10, Szkice do pomiarów geometrii osi zwisu liny w stanowisku badawczym« a-dla tej samej długości liny L przy malejącym rozstawie punktów zawieszenia od h _«4m do h , »O.Am, b-dla tego samego rozstawu punktówmaxzawieszeP!l3 h przy malejącej długości liny od 1___ -20m do 1 ,_-6m

niax m m

sierokosć

Rys.11* Przykład pomiarów kształtów pętli liny wyrównawczej okrągłej dwuwarstwowej i 62mm konstrukcji 18x19+Ao w stanowisku badawczym

6 8 A» Carbogno

T a b lic a 2 Dane tech n iczn e l i n wyrównawczych okrągłych i płaskich, szytych poddanych badaniu g eo m etrii swobodnego zwisu li n y w stanow isku pomiarowym. Param etry l i n według św iadectw.

Wytrzymałość drutów R = 1177 H/mm2

i. p.

.Yymiar

■ lin y d mm

K onstrukcja lin y

Ś red­

n ic a drutów

mmS Hasa

P .b . r kg/m

Śred­

n ic a rd z e ­ n ia

d r mm

Skok zw icia lin y

h mm

Czas pracy lin y w szybie

m iesiące

1 40 GIG, 18x1 2+A

’ 0 ^{1,9 5,6 - 340 6}

2 44 GIG,18x12+A _2,1 6 , 8 12 380 nowa

3 44 GIG,18x12+A _’

0 2,1 6 , 8 12 380 39

4 43 GIG, 18x16+A ’ 0 2 , 0 8 , 2 14 415 nowa

5 48 GIG, 18x16=sA

0 2 , 0 8 , 2 14 415 65

6 48 GIG,18x16+A

0 2 ,0 3 ,2 14 415 nowa

7 50 GIG, 18x1g+*A^ 2 , 2 8,9 - 425 nowa

a 57 33x7+A

0 2,9 14 - 353 nowa

9 62 GIG,18x19+A 2,4 14 18 540 36

10 62 GIG, 18x1 9+Aq 2,4 14 18 535 13

11 133x27 8x4x7 2,3 9,8 - 350 nowa

12 166x32 8x4x9+32A

0 2,1 11,32 - 410 53

13 5x33 8x4x9+32A

0 2 ,2 13,8 - 477

. 5 3

li a podstaw ie a n a liz y wyników podanych w t a b l i c y 3 możemy p rz y ją ć war­

to ś c i h /d w ynikające z badań la b o ra to ry jn y c h : - d la l i n Okrągłych dwuwarstwowych y = ?5 * 53 - d la li r . okrągłych trzywarst-wowych j = 47 - d la l i n p ła s k ic h stalow ych r = 60 +• 74.

4 . ... ..'.'.I . ” 3211 H I ; 1 7YR0.'.'.A.;0 3 i3 H <V S2YBACo.

3 wstępnych obserw acji u k ła d a n ia s i ę l i n wyrównawc , ’ch , s-równp okrąg­

ły ch , ja k i p ła s k ic h w rz ą p ia c h szybo;; w ynikało, że tw orzą one w s ta n ie statycznym p ę tle o różnym k s z t a ł c i e , sz c z e g ó ln ie o sz e ro k o śc i p rz e k ra ­ c z a ją c e j rozstaw o si naczyń wyciągowych w s z y b ie .

Analiza teoretyczna ors» badania «odalowe*** 69

T a b lic a ) Otrzymane z badań stanowiskowych swobodnego zw isu l i n wyrównaw­

czych o k rąg ły ch i p ła s k ic h , m inimalne w a rto śc i stosunku rozstaw u punktów zamocowania lin y do j e j śre d n ic y lu b g ru b o ści h/d (h/b) , przy którym p ę t l a ma k s z t a ł t l i t e r u U, tz n . ń=hu=hp

Lp. d

K o n stru k cja Rozstaw punktów zamoco-

W artości h /d d la x10b-3

lin y

dług<iść zw isającego odcinka lin y 1, m

h,m h

3 ²⁰ 18 16 14 12 10 8 6

1 40 GIG,18x12+A

po 6 m c.p r. ^{2 , 0}1 , 6 50

40 52,9

4 8 , 6 52,8 49,1 52,2

47,5 51,9 48,0 52,1

47,3 52,7 47,1 50,0

46,3 50,4 44,0

2 44 GIG,18x12+A

nowa 2 ,4

2 , 0 54,5 45,4

55,6 51,2 56,5

52,8 ^{5 6, 2}50,0 56,6 51,8 54.2

49.3 53,0 50,4 55.4

49.5 52.9 48.9

3 44 GIG,18x12+A

po 39 m c.pr" 2,4 2 , 0 54,5

45,4 5 6 , 0 52,5 57,3

58,7 57,4 51,7

54.8 51.8 56,8

50,7 54,6 50,1 54.6

48.7 54,2 46,9

4 48 GIG,18x16+A

nowa ^{2 , 0}1 , 6 41,6 33,3 43,6

39,5 42,5 39,2 42,4

3 8 , 6 42.2 38.2 40,8

37,7 42,3 3 8 , 0 40,8

36,3 40,634,6

5 48 GIG,18x16+A

po 63 m c.pr" ^{2 , 0}1 , 6 41,6 33,3

43,8 40,6 45,6

42,1 43,4 39,8 43,6

41,5 43.8 39.9 43,8

39,3 42,3 3 8, 6 41,9

37,1

6 48 GIG,18x16+A

nowa ^{2 , 0}1 , 6 41.3

33.3 w yniki ja k l i n a n r ¿

7 50 GIG,18x14+A

nowa 2 ,4

2 , 0 48.0 40.0

49.8 42.8 49,2

43,6 50,4 42, 6 51,0

43,4 51.2 43.3

5 1 , 8 43,3 53,1

46,4 50,6 46, 1

8 57 33x7+A

nowa ^{2 , 8}2,4 49.1 42.1 50,5

47,3 ^{5 2 , 6}48,7 ^{5 2 , 6}46,3 50,9

47,8 ^{5 2 , 6}46,3 ^{5 2 , 6}49,1 52,9 46,1 52,0

42,6

9 62 GIG,18x19+A

po 30 m c .p r. ^{2 , 8}2,4 45,2 38,7 48,4

45,6 46,7 42,4

45,6 4 0 , 0 45,8

40,1 45,0

41,5 ^{4 6 , 1}41,4 46.0 40.0 ^{46, 1}40,4

10 62 GIG,18x19+A

po 13 m c.p r. 2 ,4 2 , 0 38,7

32,2 ^{3 8 , 6}36,9 3 8 , 6 35,2 38,5

34,9 38,7 34,9

39,0 35,7 37,0

34,7 39.1 34.1

39.0 33.1

11 139x

x27 8x4x7

nowa

2 , 0 1 , 6 74,1

62,5 77,4 6 3 , 6 77,9

65,4 77,7 63,4 78.4

63.5

77,563,8 79,8 65,'2

78,9 6 4 , 8 78,4

63,1 12 x32^{1 6 6x} 8 * 4 * 9 + 32 A>

po 53 m c.p r. ^{2 . 0}1 , 6

^59,2

50 69,3

5 9 , 5

72,359,8 ^{68, 6}60,5 71,0 58,5

6 8, 1 59,1

70,2 58, 6

6 8, 1 58,7 6 7 ,9 ’

56 , 6

13 188x

x33 8 x 4 x 9 + 3 2 A 0

po 53 m c.p r. ^{2 , 0}1 , 6 60,6

48,5 ^{6 1 , 8}57,5 63.1 5 8. 1 63,3

5 8 , 0 64,2

59,6 ^{6 1 , 6}55,8 60,5 55,4 61,7

55,9 60,7 5 2 , 0

70 A. Cerbogno

W c e lu zorientow ania s i ę co do w ielk o śc i w y stęp u jącej p ę t l i w s ta n ie statycznym , przeprowadzono pomiary w rz ą p ia c h szybów za pomocą s p e c ja ln ie wykonanego p rzyrządu, k tó ry zabudowywano na dźw igarach s t a c j i nawrotowej /ry s . 12 / Belka nawrotowa na czas pomiarów b y ła u s u n ię ta . Prowadnica piono­

wa 3 i pozioma 4 przyrządu p o sia d a ła n a n ie sio n e sk a le o p o d z ia łc e 100 mm.

Symiary p ę t l i u sta lo n o za pomocą suwaków. Do odczytywania wyników pomiarów zabudowano w rz ą p iu dodatkowe pomosty. Pomiary sz e ro k o śc i i wysokości p ę t ­ l i przeprowadzono przy różnych p o łożeniach naczyń wyciągowych w szybach, 'ffyniki pomiarów przedstaw iono w ykreślnie na r y s . 14 i 15. Hozstaw o s i n a­

czyń wyciągowych w ynosił w przypadku l i n okrągłych h=1,3m, a p ła s k ie j h=1,2m. li ta b l i c y 4 podano wyniki pomiarów d la c h a ra k tery sty czn y ch położeń naczyń wyciągowych w sz y b ie .

Z przeprowadzonych pomiarów wynika, że sz e ro k o śc i p ę t l i d la różnych po ło ­ żeń naczyń wyciągowych w szy b ie n ie w ie le ró ż n ią s ię pomiędzy sobą. Szero­

kość p ę t l i l i n y przy sk rajn y ch p o łożeniach naczyń wyciągowych j e s t nieco w iększa n iż d la przypadku, naczyń usytuowanych w połowie g łęb o k o ści szybu.

Zauważono, że od o s i u rz ą d z e n ia wyciągowego zawsze w ięcej j e s t odchylona d łu ższa g a łą ź z w isają cej lin y pod naczyniem znajdującym s i ę a k tu a ln ie

■wyżej w s z y b ie . Dotyczy to zarówno l i n okrągłych, ja k i p ła s k ic h . Wszyst­

k ie badane lin y tw orzyły w rz ą p iu p ę tle o wyraźnym k s z t a ł c i e " g ru s z k i" . Szerokość p ę t l i l i n y nowej b y ła w iększa n iż l i n p racu jący ch już k ilk a l a t . Z pomiarów wynika rów nież, że zmiana k s z t a ł t u o s i li n y d la różnych p o ło ­ żeń naczyń wyciągowych w szybach n ie w ystępuje w sposób re g u la rn y . Wpły­

wają na to deform acje, k tó re li n y nabyły podczas p ro d u k c ji, p rz e w ija n ia i zakładania do urządzeń wyciągowych, ja k również różne w łasn o ści mecha­

niczne lin y wzdłuż je j d łu g o ś c i. Stw ierdzono, że szerokość p ę t l i lin y wyrównawczej p ła s k ie j j e s t m niejsza n iż li n y o k rą g łe j. Tynika to głów nie,

ze sztyw ności zg in an ia l i n y o k rą g łe j, k tó ra j e s t w iększa n iż l i n y p ła s k ie j.

Pomierzony param etr h /b d la lin y p ła s k ie j w ynosił 4 S ,7 4 5 2 ,7 ,n ato m iast

s v

stosunek rozstaw u o si naczyń do grubości li n y w ynosił — =35,3.

X przypadku lin y o k rą g łe j param etr h /d w ynosił 33434, a sto su n ek rozstaw u o si naczyń do śred n icy l i n y w ynosił h /d = 2 2 ,4. Dla novo założonej lin y o k rą g łe j param etr h /d =35,3. Z powyższego wynika, że szerokość p ę t l i lin y p ła s k ie j j e s t 1,4 ra z y w iększa od rozstaw u o s i zaw ieszeń li n y wyrów­

nawczej, a szerokość p ę t l i lin y o k rą g łe j j e s t 1,5-1,6 ra z y w iększa od r o z ­ staw u o s i zaw ieszeń.

Przedstaw iony sposób pomiarów k s z t a ł t u p ę t l i l i n wyrównawczych b y ł czaso­

chłonny. Sposób te n n ie nadawał s i ę do przeprow adzania pomiarów w w ięk-

Analiza teoretyczna oraz badania nodoloara...___________________________ 71

72 A. Carbogno

R y s .14. Pomierzone w szybie kształty pętli lin wyrównawczych przy

różnym usytuowaniu naczyń wyciągowych w szybie: a-dla liny i 58 mm, 18x16+4,, po 50 miesiącach pracy, b-dla liny płaskie;} 174x34mm po 42 miesiącach pracy

Analiza t»erotyczna oraz badania modelowa... 73

Ftys.15. Pomierzone w szybie kształty pętli lin wyrównawczych okrągłych ó 58 tran 18x16+A0 przy różnym usytuowaniu naczyń w szybie: e-dla liny nowej, b-dla liny nowej po 5550 cyklach pracy

74 A. Cerbogno T a b lic a 4

iy n ik i pomiarów sz e ro k o śc i p ę t l i l i n wyrównawczych za pomocą p rzy rząd u ry s 12

Lp. K onstrukcja li n y

Czas pracy

i7g doku­

m en tacji

h i h /d d la różnych położeń n a ­ czyń wyciągowych w szybie

lin y sk ra jn e w połowie g łę ­

w szy ­ h lewe prawe bokości szybu

b ie mie­

s ią c e

m d V hs /d V V V CO 'rJN.

1 GIG 0 5Smm 18x16+A0

50 1,3 22,4 1,966 33,9 1,955 33,7 1,917 33,1

2 ^_ u _ nowoj za­

łożona 1,3 22,4 2,042 35,2 1,972 34,1 2,022 34,9

3 ^{_ ii _}

no 70| za­

łożona po 2 ty g , p ra -

1,3 22,4 1,985 34,3 2,038 35,1 2,043 35,2

4

p łask a 174x34mm 5x4x9+32A

0

42 1,2 35,3 1,791 52,7 1,784 52,5 1,657 48,7

T a b lic a 5 tfa rto śc i stosunku pom ierzonej sz e ro k o śc i p ę t l i lin y w szybie s ta n ie statycznym h s i dynamicznym h^ do śred n icy lin y wy­

równawczej o k rą g łe j d

lin y dwu-

v a r s t- ::0.:e typu G-IG-

Lp. Średnica lin y

d mm

Liczba l i n s z t

Zakres stosunku hs

d

' hd

d 1

2 3 4 5 6 7 5 o 10

■11 12 1 7 - A

34 40 44 46 48 51 53 55 56 55 60 62 65 67

1 2 4 1 4 2 7 ■ 5 1 15 4 4 2 1

47 47.5 43+45 43.5 35 - 39,6 37 - 41 . 38 - 60,4

36 - 38 34.5 34 - 44,8 35 - 37 32 - 37 28 - 33

37

50 46 - 47

38 - 47 40 41 - 4 4 40 - 45

tr z v .a r- 1 45 O 44,4 - 45,6 47,8 - 51,1

st.ov.e 2 49 LO 4 0,3 - 46,9 46,9 - 51

33x7+ń0 +w 53 7 37,7 - 43,4 42,5 - 47,2

Analiza teoretyczna oraz badania oodelowe.. 75

sz e j i l o ś c i szybów z uwagi na konieczność przerw w pracy urządzeń wycią­

gowych, d la te g o w d alszy ch pomiarach ograniczono s ię Jedynie do pomiarów sz e ro k o śc i p ę t l i i o rie n ta c y jn ie je j w ysokości.

V k ilk u przypadkach pomierzono za pomocą znaków i wymiarów s t a c j i zwrot­

nych sz e ro k o śc i i usytuowanie s i ę p ę t l i l i n podczas ruchu, naczyń wyciągo­

wych w szybach. Szkic wymiarowy p ę t l i do pomiarów przedstaw iono na r y s . 13.

Szczegółowe -wyniki pomiarów przedstaw iono w pracach [i,2] . W ta b lic a c h 5 i 6 przedstaw iono rzeczy w iste pomierzone w a rto ści stosunku szerokości p ę t l i lin y w nawrocie do j e j ^rednicy^d lu b grubości b.

S c e lu poró-wnania p a ra m e tru ^ - lu b r p , ja k i wynika z pomiarów szerokości p ę t l i l i n w szybach krajowych z parametrem ^ lub ^.w ynikającym z dokumen­

t a c j i urządzeń wyciągowych, gdzie h j e s t rozstawem o si naczyń wyciągowych, przeanalizow ano param etr j d la 62 urządzeń wyciągowych, .iyniki an alizy przedstaw iono na r y s . 16. Z r y s . 16 wynika, że n a jc z ę ś c ie j stosowane są lin y ty p u GIG o śre d n ic a c h od 51 do 58 mm, k tó re stanov;ią 67?£ w szystkich l i n ty p u GIG. J e s t to k o n stru k c ja 18x1 6+Aq , k tó re j należy pośw ięcić n a j­

w ięcej uwagi w c e lu j e j popraw ienia. Zakres param etru j = 19-40. Na łączną lic z b ę 99 s z tu k l i n eksploatowanych w 62 u rządzeniach wyciągowych, 19 l i n p ra c u je s t a l e w szybach, w k tó ry c h T < 2 5 , p o n iż e j w a r to ś c i wymaganej przez normę oraz 23 lin y w szybach o j = 25 - 26. P ozostałe 57 l i n p racu je w Szy­

bach o j = 27 - 42. W t e j g rupie przew ażająca większość l i n p racu je przy d o ln e j w a rto śc i podanego zakresu t j . od 27 - 31.

Z ¡przeprowadzonej a n a liz y wynika, że zalecan a przez normę minimalna w artość param etru h/d=25 j e s t zbyt' mała. J e s t to główna przyczyna tw orzenia s ię w szybach p ę t l i l i n w k s z ta łc ie ,„ g r u s z k i" , k tó ry to k s z t a ł t wpływa nega­

tywnie na spokojną pracę l i n w szybach. V przypadku w iększśj liczb y , zawie­

szonych l i n wyrównawczych okrągłych "gruszkowate" p ę tle l i n s p rz y ja ją s p ę tla n iu s i ę ty c h l i n w rz ą p ia c h . Z tego powodu krajowe k o n stru k cje s t a ­ c j i zwrotnych n ie zawsze s p e łn ia ją swoje zadanie i powinny być zmienione w szybach g łębokich [ 3 ] . Podstawowym parametrem niezbędnym do prawidłowego zaprojektow ania s t a c j i zwrotnych j e s t znajomość parametru hs /d ,p rz y którym l i n a tworzy p ę tlę w k s z t a ł c i e l i t e r y TJ. Porównanie o b liczeń teoretycznych sz e ro k o śc i p ę t l i z wynikami badań modelowych i eksploatacyjnych przedsta.-.io no w ta b l i c y 7. Wyniki t e są bardzo zb ieżn e. Dla przykładu w ta b lic y 8

zestaw iono wymagania w różnych k ra ja c h dotyczące minimalnej w artości pa­

ram etru h /d zapewniającego k s z t a ł t p ę t l i w p o sta c i l i t e r y U. iłykorsystując wyniki badań podane w ta b lic y 7 można skorygować wzór teo rety czn y /2 5 / na o b lic z a n ie sz e ro k o śc i p ę t l i li n y przez zastosow anie współczynnika podo­

bieństw a geometrycznego k s z t a ł t u p ę t l i lin y k, k tó ry określony j e s t

76 A. Carbogno

B O je tc S S

4» «H,

«B O MO

•H O J5 G

<M I ►.s

«rUD.O f* • x n_o*^

JE£

O -H

>»H N ►»O N

* O

*o ►»

H c ►>

»H «HO G

¿5SC G S'"

xsäp G P►»x:

Sfro o

» fcO 4» *H o «r

« O -fr 4» N 0 X

O) p

^ g i

N 2 «r

9 1 <H H •

® «o *r a> - P C_{» r~<}

« «5 0 oj 4> e

G « -H N C

>. °*W

£ G E

% * VI jotzpn

Analiza teoretyczna oraz badania 'dołowe.. 77

T ab lica 6 f e r t o ś c i stosunku (pomierzone;) w szy b ie w s ta n ie statycznym ) szero ­ k o ści p ę t l i lin y wyrównawczej p ła s k ie j hg do j e j grubości b , x - lin y p ła s k ie nitowane

L p . K onstrukcja

lin y

wymiary axb mm

lic z b a l i n s z t

Zakres . hs

b

1 6x4x7x2,0 90x22 1 86,4

2 8x4x7x2,0 120x23 4 65,2 - 82,6

3 8x4x12x1,8 135x23 2 82,6 - 84,8

4 8x4x7x2,2 136x26 2 77 - 84

5 8x4x7x2,3 139x27 2 70 , 4 - 73,3

6 8x4x9+32A

0 174x34 5 53 - 70

7 8x4x14x2,1 180x32 4 46,9 - 62,5

8 8x4x14x2,2 - 187x31 1 74,2

9 8x4x1 0 + 3 2 A

0 188x33 2 60,6 - 63,6

10 8x4x14x2,2 189x33 7 51,5 - 75,6

11 8x4x10+3 2A

0 196x34 3 44 - 61,8

T ab lic a 7 Porównanie wyników badań szero k o ści p ę t l i z obliczeniam i teoretycznym i

K o n stru k cja, śre d n ic a d lu b grubość b lin y x10"^m

Param etr h. /d lu b h /b s s obliczony

te o r e ty c z ­ n ie

z pomiarów w szybach

z pomiarów modelowych

propozycja a u to ra do normatywów GIG ■

34 - 53 58 - 46 6 0 - 4 7 53 - 48 40 /3 5 /

GIG

55 - 67 46 - 41 45 - 35 39 - 35 40 /3 5 /

33x7+A 0

45 - 57 59 - 53 47 - 38 47 45 /4 0 /

p ła s k ie

sz y te - 44 - 86 60 - 74 60 /5 5 /

78 A. Carbogno

Tablic« 8

W a r to ś c i s to s u n k u r o z s ta w u b o s i z a w ie s z e ń końców l i n y w yrów naw czej o k r ą g ł e j d o j e j ś r e d n i c y d w e d łu g wym igać i n s t r u k c j i p r o j e k to w a n ia u r z ą d z e ń w y c ią g o w y c h o r a z w e d łu g da n y ch k o n c e s y jn y c h , pomiarów w s z y b a c h i badań m o d elo w y ch . Uwaga: w S z w e c j i, W i e l k i e j B r y t a n i i , K a n a d z ie , USA, R ep . P ł d . A f r y k i wymaga s i ę ; a b y s to s o w a n e k o n s t r u k c j e l i n wyrówna w c z y c h t w o r z y ły w s z y b i e w e t a n i e s t a t y c z n y a p ę t l e o s z e r o k o ś c i minimum o d p o w ia d a ją c e j k s z t a ł t o w i l i t e r y U, z - l i n y k o n s t r u k c j i p r z e d w s w i t e j

¡Zakres S tosunek h /d

Lp. Kraj K onstrukcja l i n y śred n ic li n y d,mm

według in s tr u k ­ c j i norm lu b k a ta lo g u l i n

w edług danych z dokum entacji urządzeń wy­

ciągowych

z pomiarów s z e r o k o ś c i p ę t l i l i n w szybach

z badan modelowych l i t e r a 0

1 I8x7+A0 25+32 T O j ą t o 65

2 18x12+AQ 34*44 40+28 47+43 55*44

3 Polsk a 18x16+A0 46+60 25 3 5+ 20,8 43+35 49*40

4 18x19+Aq 62+67 2 5+ 19,2 37+32 46*39

5 33x7+Ac 41+57 33*28 47+41 53*43

6 C zechoało- 18x14+AQ

35+56 30 3 2+ 28,6 4 8 ,5 + 3 7 ,5

50*45 7 w acja

18x19+AQ 45*40

e W ielka 14x6+11x6+4x19+A0 35+40 30

9 firm a B r it ie h Rope Limited

17x6+13x6+6x19+Aq 44+70 30 •

10 20x6+17x6+13x6+6x19+A_

a44+76 25

11 Wielka B ry ta n ia firm a Lat oh

18x7 oraz 17x7 32+40 55

40+29 - 55

12 S e a le - 18x17+Aq 38+48 48 - 48

13 S e a le 18x19+AQ 41+56 45 - 45

14 B a tch elo r

Lim ited 34x7+A0 41+56 45 - 45

15 P i l i e r 18x25+A0 51+67 40 - 40

16 S e a le 34x17+AQ 51+67 35 - 35

17 Stany 18x19+A0 30 - - 30

18 Zjedno­

czone 34x7+Aq do— 46 - - 46

19 Ameryki

P łn . 18x7+* 0

olu y

60 - - 60.

2 0 6x7+A0* 90 - - 90

< 21 3 4 x 7 + l0 46 • - - 46

Ll Kw r»a<4ę 18x7+Aq wolny 60 3 0 - 30 - 60

23 6x7+Adx 90 - - 90

24

R epublika P ołud n io­

wej A fryk i

l i n y 2 , 3 i 4 -ro do­

35 j e ż e l i są k o ła k ie r u ją c e

w rzą p iu k s z t a ł t

25 n ieo d k rętn e wolny

45 j e ż e l i brak k ó ł k ier u ją c y ch w rz ą p iu

|

j l i t e r y

U

26 Szwecja l i n y wielowarstwowe n ieo d k rętn e do­

wolny k s z t a ł t l i t e r y

U 80+TC* j

i i s s t & łt l i t e r y

U -

Analiza teoretyczna- oraz badania eodelowe...' 79 z a le ż n o śc ią!

/ze

n

Z badań modelowych i ek sp lo atacy jn y ch sz e ro k o śc i p ę t l i l i n wyrównawczych w a rto śc i dośw iadczalne współczynnika k wynoszą;

- d l a l i n wyrównawczych p ła s k ic h k = 0,071 - 0 ,0 8 ,

- d la l i n wyrównawczych okrągłych dwuwarstwowych typu GIG k=0,055-0,064, - d la l i n wyrównawczych okrągłych trzywarstwowych k o n stru k c ji,

33x7+Ao i 34x7+Aq k = 0 ,0 5 - 0,06 57zór /2 8 / po p rz e k s z ta łc e n ia c h możemy z a p isa ć w p o s ta c i:

- - t / f . -

\3 /T

g d z ie ; A = \ / v “ oznaczenie pomocnicze d la k = 0,050 oznaczenie A = 2,71

k = 0,055 oznaczenie A = 2,63 k = 0,060 oznaczenie A = 2,55 k = 0,065 oznaczenie A =..2,48 k = 0,070 oznaczenie A = 2,43 k = 0,075 oznaczenie A = 2,37 k = 0,080 oznaczenie A = 2,32

Po wy korzy s ta n iu po,vyżs zych danych poprawiony wzór / 25/ na o b lic z e n ie sz e ro k o śc i pę t l i l i n wyrównawczych różnych k o n s tru k c ji -wynosi:

- d la l i n wyrównawczych p ła s k ic h stalow ych szytych

h = 2,37

dr

- d la l i n wyrównawczych ok rą g ły ch dwuwarstwowych typu GIG

h = 2,55

\/ę

d la l i n wyrównawczych okrągłych trzywarstwowych k o n s tru k c ji 33x7+A i 34x7+A

o o

h = 2,65 \/ 'y » m /3 2 /

Z przeprowadzonych badań wynika rów nież, źe maksymalna szerokość p ę t l i l i n wyrównawczych w s ta n ie statycznym hg występuje w o d le g ło śc i / 0 , 7 ł 1 / . h g

od n a jn iż sz e g o punktu p ę t l i l i n y .

Drugim -ważnym wymiarem p ę t l i lin y j e s t j e j wysokość. 2 a n a liz y minimal­

nych d łu g o śc i zw isających odcinków l i n wyrównawczych pod naczyniem wyciągo-