压力分布规律

2024-09-21

压力分布规律（共8篇）

压力分布规律篇1

由于传统挡土墙如重力式、半重力式、悬臂式、扶壁式挡土墙等在使用时常受到客观条件的限制, 从而促进了轻型支挡结构的发展。压力分散型挡土墙是悬臂式挡土墙与压力分散型锚杆相组合后的新型挡土墙[1]。与传统的拉力型锚杆相比, 压力分散型锚杆是在同一钻孔中安装几个单元锚杆, 而每个单元锚杆均有自己的杆体、自由长度和固定长度, 而且承受的荷载也是通过各自的张拉千斤顶施加的, 并通过预先的补偿张拉 (补偿各单元锚杆在同等荷载下因自由长度不等而引起的位移差) 而使所有单元锚杆始终承受相同的荷载[2]。典型的压力分散型挡土墙如图1所示。

采用压力分散型锚杆, 由于能将集中力分散为若干个较小的力分别作用于长度较小的固定段上, 导致固定段上的黏结应力值大大减小且分布也较均匀, 能最大限度地调用锚杆整个固定范围内的地层强度。

挡土墙上的土压力分布对于挡土墙的设计至关重要。由于压力分散性挡土墙构造特殊, 土压力的影响因素更为复杂, 锚垫板的浇筑、锚索的张拉都会使挡墙土压力重新分布, 从而使得这种结构的土压力分布有很大的不确定性。在悬锚式挡土墙土压力计算中, 王保群[3]等得出墙背填土土压力的大小大于主动土压力, 并且锚定板对于墙背位移起到限制作用;高大锚定板挡墙的土压力计算仍采用库伦主动土压力公式乘以一个增大系数的方法[4,5]。但是目前国内外尚未对压力分散型挡土墙的土压力分布进行深入研究。鉴于此, 采用室内模型试验结合数值模拟分析, 系统地研究了压力分散型挡土墙的土压力分布规律。

1为锚索, 2为锚定板, 3为悬臂挡墙

1 模型试验

1.1 模型设计

压力分散式挡土墙模型主要由锚杆、锚定板、悬臂挡墙和加载设备组成, 根据几何相似原则, 将青临高速第二标段K8+639处压力分散型挡土墙按照1∶3进行相似缩小为模型尺寸。其中, 使用千斤顶对锚杆施加预应力荷载。模型采用15 cm×15 cm×240 cm型钢来模拟现场锚杆。采用30 cm×30 cm×3 cm型钢模拟现场锚定板。为了简化模型, 模型试验仅使用了一个锚定板。砂土用于模拟现场风化碎石。锚定板和锚杆用螺栓锚固。模型示意图如图2所示。

为了防止施加预应力时, 上层土体变形过大, 在挡土墙顶部布设钢板和工字钢作为承压板反压, 如图3所示。

模型试验基于以下假设: (1) 假设模型墙绝对刚性, 不发生任何弯曲变形; (2) 模型墙的自由侧只承受土压力和锚杆拉力; (3) 进行试验的砂土是各向同性[6—8]。

模型安装关键步骤:

(1) 填土压实。

(1) 为了保证压实度, 填土每层厚度控制在30cm左右。

(2) 采用电动冲击夯和人工夯实结合的方法, 因为砂土黏聚力几乎为零, 所以电动冲击夯对每层填土表层夯实效果不佳, 层间填土先用电动冲击夯夯实, 为了避免电动冲击对埋设仪器的扰动, 在距仪器埋设处五十公分内用人工夯实到达指定高度后, 返开挖土层, 安装土压力盒, 土压力盒埋设如图4所示。并读取土压力盒初始频率读数, 将土压力置零。

(2) 返开挖土到模型1.3 m高处, 回填土并安装130 cm处锚杆并用螺栓固定到墙外侧, 锚杆内侧用螺栓固定在锚定板上。

模型安装完成后, 重新读取土压力盒频率读数, 并转换为土压力。

对锚杆水平施加不同等级的预应力荷载 (32.8 k N、55 k N、63 k N) , 测定挡土墙不同高度处的侧向土压力。

1.2 室内试验土压力分布

不同预应力下的挡土墙侧向土压力分布如图5所示。

如图5所示, 压力分散型挡土墙侧向土压力呈非线性分布。挡土墙在锚杆以下某一位置存在一个转点, 在转点以上挡土墙向外倾斜, 在转点以下挡土墙向外倾斜。在锚杆以上位置, 侧向土压力随着深度的增加而增大, 在锚杆位置处达到最大值。在锚杆和转点之间, 侧向土压力随着深度的增加而减少。在转点以下, 侧向土压力又随着深度的增加而增大。

2 数值模型验证

2.1 试验参数

为了进一步验证室内模型试验结果, 并确定转点位置。选用FLAC 3D岩土工程软件对模型试验进行数值模拟。FLAC 3D采用混合离散方法来模拟材料的屈服或塑性流动特性, 这种方法比有限元方法中通常采用的降阶积分更为合理。模型尺寸按照室内模型试验尺寸建立。模型划分为土体和挡土墙两个组。土体采用无黏性土, 本构模型为MohrCoulomb弹塑性模型, 土体长2.4 m, 宽2 m, 高2 m。挡土墙采用Q235钢板, 本构模型为各向同性弹性模型, 墙体后2 cm, 宽2 m, 高2 m[9]。挡土墙和土体之间设置接触面, 允许滑移和分离。数值模型如图6所示。

锚杆及锚定板的作用实质上是对挡土墙提供一个水平向压力, 对锚杆施加预应力也就是增大了水平力。因此可以对数值模型进行简化, 将锚杆及锚定板简化为一个作用于挡土墙上的水平压力。荷载条件设为在挡土墙1.3 m处施加一个水平点力, 力的大小与室内试验锚杆施加的预应力相对应, 分别为32.8 k N、55 k N、63 k N。

约束条件为模型Y方向全约束, 挡土墙底部全约束 (即设定挡墙底部不产生位移) , 砂土底部Z方向约束。砂土远离挡土墙侧的X方向约束。模型力学参数如表1所示。

2.2 数值模拟土压力分布

数值模拟侧向土压力如图7所示。

由图7可知, 数值模拟土压力变化规律与室内模型试验结果相似。数值模拟的转点以上土压力较模型试验小, 转点以下土压力较模型试验大。原因是由于室内试验锚杆即使不加预应力也会对挡土墙产生拉力。而数值模拟由于采用点力施加, 未能模拟无预应力锚杆的工况。

挡土墙位移曲线如图8所示。

由图8可知, 锚杆施加预应力, 墙体会向内倾斜, 且在锚杆位置以上墙体倾斜较其他位置大, 在转点以下位置墙体倾斜量较小, 在预应力较小时, 转点以下位置有向外倾斜的趋势。

根据朗肯土压力理论, 计算土体的静止土压力、被动土压力和主动土压力计算如式 (1) ~式 (7) 所示。

2.2.1 静止土压力计算公式

式 (1) 中, K0为静止土压力系数,

γ为砂土容重取18.64 k N/m3。z为深度。

则静止土压力

2.2.2 主动土压力计算公式

式 (4) 中, φ为内摩擦角, 取38°;γ为砂土容重, 取18.64 k N/m3。

则主动土压力

2.2.3 被动土压力计算公式

式 (6) 中, φ为内摩擦角取38°;γ为砂土容重取18.64 k N/m3。

则被动土压力

将挡土墙X方向进行约束, 即可模拟挡土墙无位移状态下的静止土压力分布。静止土压力如图9所示。

由图9可知, 数值模拟的静止土压力与朗肯静止土压力基本吻合, 说明模型的建立是可靠的。将静止土压力、主动土压力和被动土压力加入图9, 得到图10。

由图10可知, 在锚杆以上位置, 侧向土压力与被动土压力接近, 在转点以下位置, 侧向土压力与主动土压力接近。转点处土压力与静止土压力相近。因此, 确定合适的锚杆设置高度和转点位置是压力分散型挡土墙设计的关键要素。

3 转点与锚杆高度

当锚杆位于1.3 m高度时, 转点约在0.6 m高度处。为了进一步确定转点的位置, 将锚杆高度分别调整至0.8 m高度处、1.0 m高度处、1.4 m高度处、1.5 m高度处进行计算, 转点高度如表2所示。

锚杆设置高度是影响转点位置的重要因素。转点的高度约在锚杆高度的1/2处。选取预应力为63 k N时, 不同锚杆高度下的土压力曲线如图11所示。

由图11可知, 当锚杆高度上移超过墙高的65%高度时, 锚杆以上的土压力明显大于大于静止土压力。建议将锚杆高度设置于墙高的60%左右高度处, 不宜超过墙高的65%。所以压力分散型挡土墙设计的时候可以分为三部分进行设计。在锚杆以上按被动土压力进行设计, 在转点以下为安全起见按静止土压力计算。

4 结语

结合室内试验及数值模拟, 可以得出关于压力分散型挡土墙的如下规律:

(1) 压力分散型挡土墙侧向土压力呈非线性分布。存在两个主要变化点, 锚杆设置高度处和转点高度处 (即锚杆高度的1/2处) 。

(2) 土压力在锚杆位置以上随着深度的增加而增大, 在锚杆和转点之间随着深度的增加而减少。

(3) 压力分散型挡土墙在锚杆施加预应力后墙体向内倾斜, 在预应力较小的情况下, 转点以下存在向外倾斜的趋势, 预应力较大时, 墙体整体内倾。

(4) 锚杆的设置高度不宜大于挡墙高度的65%。

(5) 压力分散型挡土墙土压力在转点以上大于静止土压力, 小于被动土压力。在锚杆处达到最大。在转点以下小于静止土压力, 大于主动土压力。为了设计安全锚杆以上可按被动土压力计算, 在转点以下按静止土压力计算。在锚杆和转点之间土压力按线性递减。

摘要：为了研究压力分散型挡土墙的受力特性, 结合实体工程, 设计了室内模型试验。在不同挡墙高度处埋设了土压力盒监测仪器检测挡土墙受力特性。采用FLAC 3D软件对室内模型进行模拟验证。模型试验及数值模拟结果表明, 侧向土压力增量曲线呈非线性曲线分布。挡土墙在锚杆1/2高度处存在位移和土压力的转点。墙体在转点以上土压力介于静止土压力和被动土压力之间, 在转点以下介于主动土压力和静止土压力之间。锚杆的设置高度是影响土压力分布的重要因素。

关键词：压力分散,室内模型,土压力,数值模拟

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苹果结果期果园温度空间分布规律篇2

关键词：苹果园；结果期；温度；空间分布；冠层；北京

中图分类号： S126文献标志码： A文章编号：1002-1302（2015）11-0483-04

收稿日期：2015-02-02

基金项目：国家“863”计划（编号：2013AA102405）；农业系统智能控制与虚拟技术团队（编号：CAAS-ASTIP-2015-AII-03）。

作者简介：郭秀明（1981—），女，河北沧州人，博士，助理研究员，主要从事农业信息化研究。E-mail：guoxiuming@caas.cn。

通信作者：周国民，博士，研究员。E-mail：zhouguomin@caas.cn。作物通过与周围环境进行能量和物质的交换以进行生长，其生长环境参数是决定农作物产量和质量的直接因素[1-2]。温度是影响作物生长的重要因素之一，不同作物中的温度分布规律的研究能为作物环境中温度参数的监测方案打下基础，为温度与作物产量及质量之间的关系提供支持，最终提高作物生产水平。

温度和苹果的产量及质量密切相关[3-5]。刘雯斐等研究了果实微域环境温湿度与红富士苹果果面碎裂发生的关系，结果温度越高，相对湿度越低，果面碎裂现象越严重[3]。吴芳芳等为深入了解苹果炭疽菌的侵染规律，研究组建了温度、湿度对苹果炭疽病菌分生孢子萌发和芽管伸长的影响的Logistic模型[6]。刘增辉等综述了干旱、盐、高温和低温胁迫条件下 NADP-苹果酸酶活性及该酶基因表达变化的特点，揭示了其在对植物体抵御各种胁迫带来的危害时所发挥的作用以及作用机理[7]。本研究主要关注苹果园中的温度参数，研究其温度的空间变化特性，为研究温度与苹果品质之间的关系打下基础，为苹果园中温度的监测方案提供技术支持。

关于果园中空气温度的变化特性的研究较少。孙志鸿等研究了北京地区树冠不同层次和部位温度的分布、动态变化与枝叶数量间的关系，结果表明，树冠不同层次温度从上到下逐渐降低，同一层次内温度从内膛到外围逐步增大[8]。李光晨等研究了果树冠层空气温度的分布，结论为树冠中由上至下温度逐渐降低[9]。以上研究均针对果树冠层，有关整个果园中温度分布规律的研究还未见报道。在果园中温度监测中，监测方案和整个果园的温度分布特性及规律有关。为了研究果园中空气温度的分布特性，在北京市的2个果园进行了实地试验，以期发现果树冠层的温度分布规律，不同果树冠层及果树间隙的温度差异，为苹果园中温度监测时监测位置的布局方案打下基础，为研究温度和苹果质量之间的关系打下基础。

1材料与方法

1.1试验果园

试验地点选取北京市丰台区的一个普通苹果园，果园树龄为18年，主栽品种为富士和华红。果树的行距为4 m，株距4 m，果树高3 m，主干高0.5 m。果树冠层为纺锤形，冠层长为3 m、宽3 m。试验果园情况见图1。

为了对试验结果进行验证，分别于9月、10月进行试验。试验时间均为苹果即将成熟的秋天，天气均无风。

1.2测定仪器

选用台湾TES数字温湿度测量仪测量果园中的空气温度，型号为1360A（图2）。空气温度的分辨率为0.1 ℃，准确度为±0.8 ℃。

1.3试验方法

果园中的果树离散分布，分别对果树冠层、果树间隙进行采样测量。依据果园中的位置选定3棵长势较均匀的果树，

对每棵果树以0.5 m3立方体为隔断将其划分为80个正方体，测量每个正方体中心点的空气温度。对每棵果树的测量方法见图3。为清晰起见，只画出了2个测量高度（共5个测量高度：0、0.5、1.0、1.5、2.0 m）各16个测量位置点。

对果园间隙，采用“弓”字形测量方法以能覆盖整个果园，反映整个果园的空气温度变化。测量方法见图4。

为了对试验结果进行验证，10月在另外的果园进行了验证试验，试验方法相同。

2结果与分析

2.1苹果不同高度温度变化

9月不同高度的16个点的温度测量结果见图5。1～16个位置点分别沿着“弓”字形顺序定位。

不同高度层空气温度具有相似的走势，表明空气温度在水平方面具有相似的变化趋势。在冠层1中，不管在哪个高度层，温度在1～8个测量位置点的温度明显低于9～16位置点的测量值。在果树间隙，温度从1至16个测量点逐渐减小（图5）。

空气温度在单个冠层的变化快慢及变化幅度与果树所处的环境有关。果树周围及其本身的枝叶分布越均匀，空气温度越趋于稳定，变化幅度小，变化速度慢，如冠层2、冠层3。果树周围的环境不均衡，冠层温度的变化较快，变化幅度较大，如冠层1（图5）。

果树周围环境是否均衡主要和果树所处的位置及相邻果树的生长状况有关。处于果园边缘的果树由于其一边直接和外界环境接触，而另一边为茂密的果树，造成冠层温度变化较大。即使果树在果园内部，若果树的邻树茂密程度较大，也会造成温度的变化较大，如其中1棵相邻的果树由于病虫害造成树体矮小且枝叶较少的情况。

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2.2苹果不同高度温度极差分布

对于多数果树，不同高度的温度曲线集中分布，说明在每个位置点，空气温度随着高度的变化很小。对于所测量的64个位置点中，每个位置点的不同高度的温度极差所占的百分比，87.5%的温度极差小于0.5 ℃，>0.1～0.2 ℃的极差所占比例最多，占32.8%（图6）。

2.3不同冠层及果园高度的温度变化

为了深入研究空气温度在3个冠层、果树间隙、整个果园的变化情况，计算了不同高度层的极差，结果见图7。从图7可以看出，总体上极差由大到小排列分别为整个果园、冠层1、果树间隙、冠层2、冠层3。虽然冠层1的覆盖空间远小于果树间隙，但其温度极差却大于果树间隙。整个果园的极差主要由冠层1造成，表明在果园中周围环境不均衡，果园边缘的果树或者邻树缺位及长势相差较大的果树冠层的空气温度变化幅度基本能反映整个果园的变化幅度，结果为苹果园中空气温度的监测方案提供了依据。

对任一冠层、果树间隙或整个果园，极差随着高度的变化波动较小，总体呈水平趋势。表明空气温度在水平方面具有相似的变化趋势。整个果园的最大极差出现在高160 cm处，为2.3 ℃。

2.4验证试验

为了对所得到的结果进行验证，于10月进行了同样的试验，3个冠层及果树间隙的不同高度16个测量点空气温度测定结果见图8。10月与9月比较温度均有所降低。

验证试验结果，冠层1中同一水平高度的温度变化较大，与9月试验结论一致，与果树1所处的位置靠近果园边缘有关。10月空气温度在同一冠层不同高度的曲线具有相似的走势，且分布较集中，验证了空气温度在不同水平面上具有相同走势的结论。

10月冠层中的空气温度曲线分布更集中，表明在同一测量位置点空气温度随着高度的变化较小。每个位置点的最大最小值之差分布见图9。从图9可以看出，温度极差最大值为0.7，0～0.1的极差所占比例最高，为46.9%。

空气温度在3个冠层、果树间隙及整个果园不同高度层的极差见图10。从图10可以看出，冠层1不同高度的极差最大，对整个果园极差的贡献最大。冠层2、冠层3不同高度的极差值近似，果园中果树间隙的极差在前二者间，验证了9月试验的结论。整个果园的极差最大值为2.3 ℃，与9月试验结论一致，验证了果园中整个果园空气温度最大最小值之差在2～3 ℃之间的结论。

3讨论与结论

果园冠层中空气温度在不同高度具有相同的走势。这与王大铭研究的树冠不同层次温度从上到下逐渐降低，同一层次内温度从内膛到外围逐步增大的结论[1]不同。可能和试验时节和天气有关，本研究试验季节均为秋天，在果实成熟前进行，虽然没有风，但空气相对湿度较低。本研究结论为秋季苹果成熟前果园中空气温度的监管提供依据，并为研究温度与果实品质及产量之间的关系提供理论支持。

果园中空气温度的极差不同冠层相差很大，与果树所处的位置有关，果树周围环境越是不均衡，冠层空气温度的极差越大。果园间果树间隙的极差处于冠层极差之间。处于果树边缘或临树茂密度相差很大的果树冠层的空气温度极差较大，对整个果园中不同高度的温度极差贡献最大。

空气温度在水平方向的变化大于其在垂直方向的变化。通过2次试验表明，同一位置点不同高度处空气温度的最大最小值之差小于0.5 ℃。而在水平方向即使在同一冠层，极差最大值为2.3 ℃。

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压力分布规律篇3

1 射流冲击压力的实验测试

1.1 实验测试方法及装置

实验装置主要包括:高压水泵、高压胶管、射流喷嘴、试验台架、数据采集与分析系统。图1是测试射流冲击压力分布实验装置的示意图。

1) 高压水泵:

YLC500型泵, 最大压力50 MPa, 最大排量553 L/min, 实验泵压10 MPa。

2) 高压胶管:

抗压强度50 MPa。

3) 射流喷嘴及喷距:

喷嘴直径为4 mm, 喷距124 mm。

4) 试验台架:

试验台架主要由1台旧铣床改造而成, 同时配有1个淹没射流水箱。铣床能实现纵向、横向以及上下3个方向的自由移动, 在该铣床的平台上加装了1套喷嘴固定和喷嘴入口压力测试与显示系统, 通过铣床的横向与纵向运动来调节射流中心与测压盘中心的重合度, 通过上下运动则可以调节射流的喷距, 而水箱则可以实现淹没射流的条件, 而且测压底盘也固定在水箱内。在水箱的1个侧面开有8个圆孔, 压力传感器就固定在这些圆孔上, 通过外径2 mm的无缝不锈钢管连通测压盘的测压小孔和传感器的测压孔。实验台架上下升降高度可以达到0.5 m, 左右移动距离可以达到0.5 m, 纵向移动距离可以达到0.4 m, 3个运动方向移动距离的误差为±0.1 mm。

1—计算机;2—NI6062E型数据采集盒;3—传感器与测压盘;4—实验水箱;5—喷嘴;6—高压管线;7—压力表;8—试验架;9—z方向位移标尺;10—排水口;11—高压泵;12—低压管线。

5) 数据采集与分析系统:

主要包括有7个测压孔的测压盘 (在径向上同时测量7个点的冲击压力值) 、NI6062E型数据采集卡、传感器, 以及装有Labview软件的笔记本电脑1台。

1.2 实验前测试系统调试

在实验之前, 重点需要先检查高压射流系统各连接部件的密封性。把高压水射流发生系统除射流喷嘴外的各部件连接好之后, 用特制堵帽封住射流测试出口处, 缓慢加压, 观察是否有漏水、跑水现象, 然后再继续升压至25 MPa, 待压力稳定后继续观察, 发现无漏水、跑水现象后, 再安装射流喷嘴进行射流冲击压力分布规律的测试。

1.3 实验数据分析

图2是射流横截面上射流冲击压力与径向距离的关系。由图2可见, 随着径向距离的增加, 离射流轴心越远, 射流冲击压力不断降低。说明由射流中心向其边缘, 射流颗粒所具有的能量越来越小, 在冲击半径为15 mm处, 射流冲击压力降低到约为1.5 MPa, 表明射流沿程呈现出卷吸周围流体的趋势, 射流呈现出发散性。

图3是射流中心轴上, 射流冲击压力与轴向距离之间的关系。由图3可见, 随着轴向距离的增加, 射流冲击压力不断降低。在射流喷嘴的出口附近, 射流冲击力变化非常小, 说明在距喷嘴出口很近的1个范围内, 射流中心轴上的冲击压力受周围液体的影响较小, 即在普通直射流出口附近存在1个等速核, 这一点与理论分析非常相似, 等速核区长度约为喷嘴直径的9倍。越过等速核区, 射流冲击压力衰减迅速。

2 射流冲击压力分布的数值模拟

2.1 柱坐标下流场控制方程

数学模型采用标准的k—ε模型, k为单位质量流体的紊动动能, ε为湍能耗散率[1]。

紊流动能k方程模化后的形式为

undefined

紊流动能耗散率ε方程模化后的形式为

undefined

式中:Φ代表变量u, v, ω, K, ε;SΦ是Φ方程的源项。

进口边界条件:u=135 m/s, v=0, ω=0;出口条件:undefined;固壁边界条件:u=0, v=0, ω=0。

2.2 模拟结果分析

在射流喷距为30 D (D为喷嘴直径) 的情况下, 射流纵断面冲击压力分布规律如图4所示。模拟表明:在射流冲击中心, 冲击压力达到最大, 随着径向距离的增加, 射流冲击压力逐渐降低, 且降低规律有明显的层次感, 发散性是射流的固有特性之一。模拟结果与实验测试较为吻合。

图5为不同喷嘴直径轴心无因次速度分布图, 图中:x为射流喷距, D为喷嘴直径, v为射流轴心速度, v0为射流出口初速度。由图5分析得知, 不同喷嘴直径下, 射流均存在一定范围的等速核区, 在喷嘴

直径4 mm时, 等速核区长度约为喷嘴直径的8倍, 与实验测试结果非常接近。

3 结论

1) 淹没条件下, 射流冲击压力随着径向距离的增加而减小, 射流呈现出卷吸周围流体的特性, 周围流体对射流的径向冲击压力分布存在明显影响, 发散性是淹没射流固有特性之一。

2) 随着轴向距离的增加, 射流冲击压力在一定范围内几乎没有变化, 周围流体对射流冲击压力在轴心的分布没有影响, 在普通直射流出口附近存在1个等速核区, 超过等速核区, 射流冲击压力明显降低。

参考文献

[1]周光垌, 严宗毅, 许世雄, 等.流体力学[M].北京:高等教育出版社, 2000.

压力分布规律篇4

支承压力是由于采掘空间原被采物承受的载荷转移到周围支承体上而形成的压力。采场支承压力是引起矿山压力显现的重要组成部分,对开采煤层、顶底板及其作用范围内的煤岩层有很大的影响[1]。主要表现有:回采工作面煤壁片塌、冒顶和底鼓等。在煤层开采过程中支承压力引起的采场围岩变形对支架受力大小、巷道维护和回采工作面落煤也有直接影响,冲击地压、煤与瓦斯突出等煤岩动力灾害的发生与其发生区域的应力分布变化有着密切的关系[2,3,4]。因此采场支承压力分布规律是矿山压力控制的重要研究内容,对回采工作面在采动过程中应力分布变化的测定,不但能够提高预测预报突出和冲击地压危险性的准确性,而且对于合理确定巷道支护形式具有重要的指导作用。

十二矿己15煤层平均厚度为3.3m,煤层倾角为4°～6°,工作面长倾斜225m,垂深1025m～1100m,上部为己14煤层,平均厚度为0.6m,煤层间距为10m左右。己15煤层瓦斯压力2.85MPa,瓦斯含量25m3/t～28m3/t,该工作面具有冲击地压及煤与瓦斯突出危险。考虑到己15-31010采面深度增大、冲击地压、煤与瓦斯突出威胁更大的实际,十二矿决定将己14煤层作为上保护层开采[5,6,7]。为取得开采保护层的可靠科学依据与指导方案,针对十二矿地质与开采条件,采用岩土工程有限差分法分析软件FLAC3D[8,9,10,11,12,13,14]对支承压力分布规律进行数值分析。

1分析方法及FLAC3D简介

研究采用拉格朗日有限差分方法。有限差分法是解算给定初值和(或)边值的微分方程组的数值方法。在有限差分法中,基本方程组和边界条件(一般均为微分方程)近似地改用差分方程(代数方程)来表示,即:由空间离散点处的场变量(应力、位移)的代数表达式代替。这些变量在单元内是非确定的,从而把求解微分方程的问题改换成求解代数方程的问题。

FLAC3D是美国明尼苏达大学和美国Itasca Consulting Group Inc 开发的三维有限差分计算软件。主要适用于模拟计算地质材料的力学行为,特别是材料达到屈服极限后产生的塑性流动。材料通过单元和区域表示,每个单元在外载和边界约束条件下,按照约定的线性或非线性应力—应变关系产生力学响应。还可计算地质类材料的高度非线性、不可逆剪切破坏和压密、粘弹(蠕变)、孔隙介质的应力—渗流耦合、热—力耦合以及动力学问题等。它设有莫尔-库仑弹塑材料模型、各向同性弹性材料模型、空单元模型(用来模拟地下硐室的开挖和煤层开采)、遍布节理材料模型等多种本构模型[15,16]。

FLAC3D采用显式算法来获得模型全部运动方程(包括内变量)的时间步长解,从而可以追踪材料的渐进破坏和垮落,这对研究采矿设计是非常重要的。此外,程序允许输入多种材料类型,亦可在计算过程中改变某个局部的材料参数,增强了程序使用的灵活性,极大地方便了在计算上的处理。

2模型建立及参数选取

根据十二矿煤层柱状图建立计算模型,模型长、宽、高分别为500m、60m、200m,模型由7个煤岩层组成,从上至下分为细砂岩、砂质泥岩、己14煤、砂质泥岩、己15煤、砂质泥岩、灰岩,模型底部为固定约束边界,两侧为X方向位移约束,顶面考虑为均布载荷即上覆岩层重量,所设模型上边界距地表的平均累深为840m,模型顶面受铅直地应力21MPa,并考虑整个模型体的自重。根据煤矿实际开采情况,从距模型左端180m的己14煤处从左到右推进,推进140m后,己15煤从距模型左端80m处从左到右推进,推进340m后停止。模型如图1所示,煤岩力学参数如表1所示。

从图2可以看出:直接顶垮落后,支承压力集中系数下降。工作面再向前推进,支承压力集中系数逐渐增大。工作面推进70m后,支承压力集中系数趋于稳定。

图3～图5为开采的部分煤岩垂直应力云图。从对己14煤模拟开采分析可得:(1) 沿推进方向的垂直应力分布分为卸压带、高支承压力带和原岩应力带。(2) 在工作面煤壁前方0m～10m范围内会形成应力减小区。(3) 工作面前方10m～25m的范围内煤体顶、底板垂直应力集中。(4) 工作面后方的采空区上、下方为应力降低区。

2.1己15煤开采结果分析

己15煤开切眼长度为5m,图6～图8为开采的部分煤岩垂直应力云图。

对己15煤模拟开采分析可得:(1)己15煤工作面开切眼处于己14煤采后应力增加区域,应力集中系数为1.3。(2)工作面推进50m～110m时,工作面前方的应力集中系数是没有开采上层的1.6倍左右。(3)工作面推进110m～240m时,工作面前方顶底板均处于低支承压力区。工作面推进240m～270m时,工作面前方煤体顶、底板又出现垂直应力集中。

2.2开采己14煤对己15开采影响分析

己14开采后,下部岩层由于膨胀变形而形成了保护层的卸压区域,说明开采己14煤对己15煤开采形成有效的卸压效果。同时也造成己15煤在卸压区域两端存在着应力集中区。

3结语

通过对己14、己15煤层开采的数值模拟分析,主要得出如下结论:

己14开采后对开切眼侧的影响范围为50m,对停采线侧的影响范围为30m。

开采己14对己15的开采形成有效的卸压效果。说明了开采解放层是煤层卸压的有效措施。

支承压力集中系数与工作面推进距离有关,工作面初次来压完成后,随工作面向前推进,支承压力峰值逐渐增大,推进到一定距离后支承压力峰值趋于稳定。采空区支承压力分为卸压带、高支承压力带和原岩应力带。这些规律可为工作面开采设计提供理论指导,对采场巷道维护及防治冲击地压、煤与瓦斯突出等动力灾害具有一定的现实意义。

压力分布规律篇5

煤层中的瓦斯以游离和吸附状态存在。在采掘工作未影响的区域,煤层瓦斯处于平衡状态,瓦斯不流动。但是由于采掘工作破坏了瓦斯压力原有的平衡状态,会引起瓦斯流动,形成瓦斯流动场。研究瓦斯流动场的压力分布,对预防和控制煤矿瓦斯动力灾害具有重要的实际意义。

煤体内的瓦斯流动可用一组非线性偏微分方程表示。一般情况下,寻求这组偏微分方程的解析解是非常困难或根本不可能的。目前对瓦斯流动问题的研究一般采用数值计算。如Ren等[1]用计算流体动力学的方法来模拟煤层中瓦斯涌出;朱诗山[2]等探索了低透气性薄煤层瓦斯抽放方法;李宗翔[3]对综采工作面瓦斯抽放进行了数值模拟研究。然而在这些研究中很难直接反应瓦斯流动系统的复杂性与瓦斯分子简单运动之间的联系,同时对于复杂边界问题也难于处理。

20世纪80年代基于分子运动论发展起来的格子玻尔兹曼方法(Lattice Boltzmann Method,LBM),基于对物理系统细观运动的描述,建立模拟物理系统演化的格子气模型。物理系统的宏观特性(如压力、速度、流量等)直接由模型的演化方程来计算,从而确定了宏观物理量与细观结构运动演化的相互联系。目前LBM方法已在多相流、化学反应扩散流、渗流、粒子悬浮流等相关领域[4,5,6,7]得到了成功的应用。在此,应用LBM方法对裂隙煤体内瓦斯压力在时间和空间上的分布进行模拟研究。

1 瓦斯压力的LBM计算原理

为了介绍LBM模拟瓦斯压力的计算原理,首先给出从LBM方程到瓦斯渗流宏观控制方程的演化过程。标准的LBM方程[8]如下:

$\begin{array}{l} f_{i} (x + e_{i} Δ t, t + Δ t) - f_{i} (x, t) = \\ - \frac{1}{τ} [f_{i} (x, t) - f_{i}^{(e q)} (x, t)] (1) \end{array}$

式中:ei是粒子的离散速度,对所建立的模型,ei取确定的数值;Δt是时间步长;fi(x,t)(简写为fi)表示t时刻在节点x处沿方向ei上的单粒子密度分布函数;f $_{i}^{(e q)}$ (x,t)(简写为f $_{i}^{(e q)}$ )表示t时刻节点x处方向为ei的平衡态分布函数;τ表示粒子分布函数达到平衡态的无量纲松弛时间。

导出宏观流动方程需要合理选取平衡态分布函数,以满足系统质量守恒和动量守恒,以及保持较好的对称性。LBM模拟中常采用D2Q9模型,其平衡态分布函数是:

$f_{i}^{(e q)} = ω_{i} ρ [1 + \frac{e_{i} \cdot u}{c_{s}^{2}} + \frac{u u ∶ (e_{i} e_{i} - c_{s}^{2} Ι)}{2 c_{s}^{4}}] (2)$

式中:u为粒子的宏观速度;cs为声速, $c_{s} = c / \sqrt{3} ‚ c = Δ x / Δ t$ ,是粒子迁移速度,Δx为空间网格间距;I为n阶单位矩阵;ρ为粒子的密度;ωi为权重系数。

对于D2Q9模型[9]:

e0=0,(i=0);

$e_{i} = (\cos θ_{i}, \sin θ_{i}) c, (θ_{i} = \frac{(i - 1) π}{2}, i = 1 \sim 4)$ ;

$e_{i} = \sqrt{2} (\cos θ_{i}, \sin θ_{i}) c, (θ_{i} = \frac{(i - 5) π}{2} + \frac{π}{4}, i = 5 \sim 8) ；$

ω0=4/9;ω1～4=1/9;ω5～8=1/36。

对于渗流问题,需要考虑裂隙介质孔隙度ϕ的影响,平衡态分布函数可以修正为[10]

$f_{i}^{(e q)} = ω_{i} ρ [1 + \frac{e_{i} \cdot u}{c_{s}^{2}} + \frac{u u ∶ (e_{i} e_{i} - c_{s}^{2} Ι)}{2 ϕ c_{s}^{4}}] (3)$

若将时间步长Δt用无穷小量ε来表示,则式(1)可以写成:

$\begin{array}{l} f (x + ε e_{i}, t + ε) - f_{i} (x, t) = \\ - \frac{1}{τ} [f_{i} (x, t) - f_{i}^{(e q)} (x, t)] (4) \end{array}$

对式(4)等号左边在(x,t)作Taylor展开:

$\begin{array}{l} f (x + ε e_{i}, t + ε) - f_{i} (x, t) = \\ \sum \frac{ε^{n}}{n!} (\frac{\partial}{\partial t} + e_{i} \frac{\partial}{\partial x})^{n} f_{i} (x, t) (5) \end{array}$

假定系统在平衡态附近,利用Chapman-Enskog多尺度技术,将fi在f $_{i}^{(e q)}$ 展开成ε幂级数形式:

$f_{i} = \sum_{n = 0}^{\infty} ε^{n} f_{i}^{(n)} = f_{i}^{(e q)} + ε f_{i}^{(1)} + ε^{2} f_{i}^{(2)} + \dots (6)$

令式(5)、式(6)中ε同次幂的系数分别相等(忽略三次以上的高阶项):

ε0:f $_{i}^{(0)}$ =f $_{i}^{(e q)}$ (7)

ε1: $\frac{\partial f_{i}^{(e q)}}{\partial t} + e_{i} \frac{\partial f_{i}^{(e q)}}{\partial x} = - \frac{1}{τ} f_{i}^{(1)} (8)$

$\begin{array}{l} ε^{2} ∶ \frac{\partial f_{i}^{(1)}}{\partial t} + e_{i} \frac{\partial f_{i}^{(e q)}}{\partial t_{1}} + e_{i} \frac{\partial f_{i}^{(1)}}{\partial x} + \\ \frac{1}{2} (\frac{\partial}{\partial t} + e_{i} \frac{\partial}{\partial x})^{2} f_{i}^{(e q)} = - \frac{1}{τ} f_{i}^{(2)} (9) \end{array}$

对时间取3种尺度,空间取2种尺度,即:

∂t=ε∂t1+ε2∂t2,∂x=ε∂x1 (10)

对式(8)求零阶矩和一阶速度矩,得到t1时间尺度上的宏观方程:

$\begin{array}{l} \partial t_{1} ρ + \partial x_{1} \cdot (ρ u) = 0 \\ \partial t_{1} (ρ u) + \partial x_{1} \cdot π_{i j}^{(0)} = 0 \end{array} (11)$

式中π $_{i j}^{(0)}$ 为零阶动量通量张量。

对式(9)求零阶矩和一阶速度矩,得到t2时间尺度上的宏观方程:

∂t2ρ=0 (12)

$\partial t_{2} (ρ u) + \frac{1}{2} \partial^{2} t_{1} (ρ u) + \partial t_{1} \partial x_{1} \cdot π_{i j}^{(0)} + \frac{1}{2} \partial x_{1} \cdot π_{i j}^{(1)} = 0$

利用式(10)对方程(11)、(12)进行多尺度黏合,得到流体的宏观动力学方程:

${\begin{cases} \frac{\partial ρ}{\partial t} + \nabla \cdot (ρ u) = 0 \\ \frac{\partial (ρ u)}{\partial t} + (u \cdot \nabla) (\frac{ρ u}{ϕ}) = - \frac{1}{ρ} \nabla (ϕ p) + ν \nabla^{2} u \end{cases} (13)$

式中: $ρ = \sum_{i} f_{i}^{(e q)}$ ;p为瓦斯压力,p=c2sρ;u为瓦斯宏观速度, $ρ u = \sum_{i} e_{i} f_{i}^{(e q)}$ ;ν为瓦斯黏性系数,ν=c2s(τ-0.5)Δt。

在方程(13)中,若孔隙度ϕ=1,方程退化为一般流体动力学方程,说明该模型符合物理背景。

2 瓦斯压力分布的模拟分析

2.1 建模条件

瓦斯在裂隙煤体中的流动受到多种因素的影响,为了计算简便,仅考虑主要影响因素,对裂隙煤体中瓦斯流动模型作如下假设:

1) 煤层顶底板透气性与煤层相比要小得多,因此假定煤层顶底板围岩为不透气层,且不含有瓦斯;

2) 孔隙度不受煤体中瓦斯压力变化的影响;

3) 瓦斯流场的温度变化不大,瓦斯在煤层中的流动按等温过程处理;

4) 忽略瓦斯体积力的影响。

模拟的几何模型如图1所示,pin为瓦斯原始压力;pout为煤壁表面的瓦斯压力,数值上等于巷道中的大气压力。图2为与图1相对应的采用压力边界条件的D2Q9瓦斯渗流的LBM动力学模型。

采用图2瓦斯渗流的LBM动力学模型,其中煤体尺寸为8 m×8 m,将流场划分为80×80个正方形网格。根据LBM计算原理编制数值计算程序,计算瓦斯压力的流程见图3。根据编制的VC++计算程序,输入Darcy系数Da,流体黏性系数Je,Reynolds数Re,即可计算出瓦斯压力、密度、速度等宏观参数。

2.2 模拟结果分析

模拟过程中物理量的设置:孔隙度ϕ=0.1;渗透系数K=1 mD;暴露面的瓦斯压力pout=1 MPa;煤层原始瓦斯压力为pin。

图4为在工作面暴露3 d的时间里流场内点A(40,40)(见图2)的压力随时间的演化曲线。

图4中的曲线大致可以分为3个阶段:

第一阶段在工作面暴露1 d的时间内,由于瓦斯流动没有影响到所选取的A点,A点的压力依然等于原始瓦斯压力。

第二阶段在工作面暴露的第1 d和第2 d的时间内,瓦斯压力梯度大,瓦斯压力急剧下降,说明该阶段瓦斯处于不稳定流动状态。

第三阶段在工作面暴露2 d之后,瓦斯压力梯度几乎是常数,说明该阶段瓦斯流动达到稳定流动状态。

如果对原始瓦斯压力取不同的数值,A点处的瓦斯压力随时间的演化曲线不同。如煤层原始瓦斯压力pin分别取1.4,1.6,1.8 MPa,得到图4中的3条瓦斯流动曲线,从中可得出:原始瓦斯压力越高,在第二阶段瓦斯压力的梯度越大。

图5为整个流场的瓦斯压力与工作面暴露时间的关系曲线。

由于开采扰动破坏了煤层瓦斯的受力平衡,瓦斯在压力差的驱动下开始流动。瓦斯流动首先从临近工作面开始,形成一定的压力梯度,然后逐渐向煤层深部延伸。反映在压力图上(见图5),随着工作面暴露时间的延长,煤壁处的压力梯度逐渐减小,瓦斯压力减小的范围逐步扩大。根据整个流场的瓦斯压力分布与工作面暴露时间的关系,可以确定每天的采煤速度,为安全生产提供依据。

图6为工作面暴露3 d时流场内的瓦斯压力分布曲线。

从图6可以看到,瓦斯压力在空间上呈二次曲线分布。当原始瓦斯压力不同时,瓦斯流动范围内的压力梯度不同。原始瓦斯压力越高,流场中的瓦斯压力梯度越大,而根据氏平[11]的试验研究结果,瓦斯压力梯度是导致煤体拉应变增高从而引起煤体失稳的直接原因。这说明在煤层物理条件相同的情况下,原始瓦斯压力越高,煤层开采的危险性就越大。

3 结论

1) 建立了计算裂隙煤体内瓦斯压力的LBM动力学模型,自主开发数值计算程序,模拟了煤层瓦斯压力在时间和空间上的分布规律。

2) 模拟结果表明:瓦斯压力分布与煤壁暴露的时间和煤体所处的空间位置有关。煤壁的暴露时间越长,煤壁处的瓦斯压力梯度越小,流场内瓦斯压力的变化范围越大。在空间上瓦斯压力呈二次曲线分布。

3) 根据模拟的瓦斯压力在时间和空间上的分布情况,可以确定每天的采煤速度,为安全生产提供依据。

摘要：基于格子玻尔兹曼方法(Lattice Boltzmann Method,LBM)建立了裂隙煤体内瓦斯压力分布的二维动力学模型,并对瓦斯压力在空间上的分布和时间上的演化规律进行了模拟研究。结果表明,瓦斯压力分布与煤壁暴露的时间和所处的空间位置有关:煤壁的暴露时间越长,煤壁处的瓦斯压力梯度越小,流场内瓦斯压力的变化范围越大;在空间上瓦斯压力呈二次曲线分布,这与已有的理论分析和实测的结果相吻合,表明LBM方法可为研究瓦斯在煤层中的运移规律提供新的计算方法。

关键词：瓦斯压力分布,格子玻尔兹曼方法,瓦斯流动,数值模拟

参考文献

[1]Ren TX,Edwards J S,David J.Simulation of methane drain-age boreholes using computational fluid dynamics[J].AmericanSociety of Mechanical Engineers Pressure Vessels and PipingDivision,1999,397:319-326.

[2]朱诗山,刘向阳.低透气性薄煤层瓦斯抽放方法[J].煤炭技术,2003,22(8):75-76.

[3]李宗翔.综放工作面采空区瓦斯涌出规律的数值模拟研究[J].煤炭学报,2002,27(2):173-178.

[4]Spaid MAA,Phelan FRJ.Lattice Boltzmann methodfor model-ing micro-scale flowin fibrous porous media[J].PhysicalFluids,1997,9:2468-2474.

[5]陶果.岩石物理的理论模拟和数值实验新方法[J].地球物理进展,2005,20(1):4-11.

[6]Shiyi Chen,Gary D Doolen.Lattice Boltzmann methodforfluidflows[J].Fluid Mech.,1998,30:329-364.

[7]Guo Z-L,Shi B-C,Wang N-C.Lattice BGK model forincompressible Navier-Stokes equation[J].ComputationPhys,2000,165:288-306.

[8]Succi S,Foti E,Higuera F.Three dimensional flows in com-plex geometries withthe Lattice Boltzmann method[J].Europephys,1989,lett.10:433-438.

[9]Y.H.Qian,D.d’Humieres,P.Lallemand.Lattice BGK mod-els for Navier-Stokes equation[J].Europe Phys,1992,Lett:479-484.

[10]Zhaoli Guo.Lattice Boltzmann model for incompr-essibleflows through porous media[J].The American Physical Soci-ety,2002,66(3):36304-1-9.

压力分布规律篇6

在煤层开采过程中, 就缓倾斜厚煤层放顶煤开采方法而言, 不同采放比条件下煤体超前支承压力变化规律有所不同, 能够采用合理采放比进行采煤, 是保证工作面安全高效回采的有效方法。在此方面许多国内外学者也作出了大量研究, 并取得了丰硕成果[1,2,3,4,5,6]。

1 地质概况

五阳矿区可采3#煤层厚1.99~6.91 m, 平均5.54 m。煤层结构面较为简单, 含部分夹矸, 夹矸厚通常为0.17~0.41 m, 平均厚0.4 m, 主要成分为炭质泥岩和泥岩。煤层顶板和底板均主要为砂质泥岩和泥岩, 部分为粉砂岩或中细粒砂岩。该煤层属于大厚度稳定可采煤层, 煤层变异系数为0.19, 可采指数为0.99, 矿压显现较为剧烈。因此, 对3#煤层不同采放比情况下煤体超前支承压力分布特点进行研究分析, 对于顶煤安全回采及煤壁支护至关重要。

2 不同采放比对煤体应力区影响

随着工作面的不断推进, 在不同采放比情况下, 超前支承压力分布规律也发生局部变化。经实验研究分析表明, 随着采放比的合理增加, 顶煤塑性破坏范围不断加大, 且超前支承应力峰值点成周期性逐渐前移推进, 同时应力峰值增大。原因是随着机采高度增加, 原弹性区顶煤所受垂直与水平主应力差值增大, 从而煤体内剪切应力值增大。当最大剪应力超过其煤体抗剪强度时, 煤体破坏, 且推动顶煤最大应力值点前移, 塑性区破坏范围也相对增加, 此时更加有利于使顶煤充分破碎。不同采高下超前支承压力变化曲线如图1所示。

3 数值模型的建立

五阳矿区是一座高瓦斯现代机械化矿井, 采用放顶煤开采方法给瓦斯治理带来了一定的难题, 然而近年来出现的3.5 m以上的大采高综放技术, 为综放开采的瓦斯治理提供了新办法。现场试验表明:采高加大, 不仅可增大工作面通风断面、缩短放煤时间、提高回收率, 还可以提供放煤空间, 增加工作面支架后方通风量, 为瓦斯治理提供保障。综上所述, 增大采高对实现工作面的安全、高产高效有重要意义。

根据上述分析, 使用离散元UDEC4.0软件建立模型, 对不同采放比的综放工作面超前支承压力进行数值分析、比较, 为采用合理采放比提供一定的指导。

3.1 数值模型边界与地质条件

模拟模型本构关系采用摩尔-库伦模型, 节理、层理、断层接触面选用库伦滑移模型, 并以五阳矿区首采8001工作面顶底板及煤层地质条件为依据, 利用离散分析原理建立数值模型参数, 其模型参数如下:工作面平均埋深为520 m, 3#煤层老顶厚2.1 m, 平均抗拉强度1.88 MPa;底板厚3.7 m, 平均抗拉强度0.85 MPa;煤层厚5.56 m, 倾角3°~12°, 属于近水平大厚度稳定煤层;且煤层裂隙较为发育、结构复杂、产状平缓;其次模型长度取150 m, 总高度46.2 m, 机采高度3~3.5 m。

模型边界条件对工程模拟效果至关重要, 该模型节理、层理单元的划分充分考虑了实际煤岩块度。模型上部为应力边界, 分布有均布荷载q;下部为固支边界, 在高度方向及推进方向上速度均为0;两边为位移边界, 且取推进方向上速度为0。

3.2 数值模拟参数选取

煤岩体岩石力学模拟参数如表1所示。

4 不同采放比采场超前支承压力模拟效果分析

4.1 不同采放比下煤体整体超前支承压力分布规律

在工作面推进过程中, 由于顶板的破坏断裂, 煤壁上覆岩层逐渐有下沉趋势, 当达到一定压力值时, 煤壁被破坏, 并在附近区域内形成支承压力极限平衡区, 支承压力峰值为极限平衡区与弹性区分界点。现针对首采8001工作面采高分别为3.0 m、3.5 m、4.0 m时煤体整体超前支承压力分布规律进行模拟, 模拟效果如图2所示。

由图2可知, 随着采高的不断增大, 煤体最高应力值有向前不断推移且增加的趋势。当采高为3.0 m、采放比约为1.18时, -10 MPa应力分布区域位于煤壁前方1 m内, -15 MPa应力分布区约在煤壁前方1.5 m内;当采高增加到4.0 m、采放比约为2.60时, -10 MPa应力区域位于煤壁前方2.0 m位置处, -15 MPa应力分布区前移至煤壁前方2.5 m处, 同时2条-15 MPa应力等值线之间的距离逐渐变大。随着采高的逐渐增加, 应力等值线逐渐从工作面上方顶煤中向煤壁前方推移且距离不断增大, 说明顶煤破碎严重, 煤体支承能力逐渐减弱, 致使应力等值线不断向前移动, 同时煤壁前方支承压力增高区范围逐渐变大, 煤体塑性破坏区相对增加, 从而有利于顶煤的破碎及放顶。

4.2 不同层位煤体超前支承压力分布规律

随工作面的不断推进, 不同层位煤体超前支承压力分布规律有所不同, 对于顶煤和机采煤而言, 超前支承压力峰值和塑性区破坏范围都将有所差距, 现分别在顶煤和机采煤中设置超前支承应力观测线, 对不同采放比情况下超前支承应力分布特点进行分析研究如图3、4所示。

由图4可知, 随采煤工作面的逐渐推进, 应力集中及塑性区也不断向工作面前方转移。当采高为3.0 m时, 在工作面前方约10.6 m处顶煤超前支承压力达到峰值19.72 MPa, 在工作面前方5.2 m处机采煤体中超前支承应力达到峰值23.27 MPa;当采高为3.5 m时, 机采煤中的超前支承应力在工作面前方约6 m处达到峰值24.36 MPa, 顶煤中的超前支承压力在工作面前方约11.5 m处达到峰值21.55 MPa;当采高为4.0 m时, 放顶煤在工作面前方约12.3 m处超前支承压力达到峰值21.62 MPa, 机采煤中在工作面前方约6.7 m处超前支承压力达到峰值24.98 MPa。由此可见, 随采高的不断增加, 机采煤和放顶煤超前支承应力峰值均逐渐前移, 分别由距煤壁5.2 m增加到6.7 m及距煤壁10.6 m增加到12.3 m。

在不同采高下, 机采煤和放顶煤中超前支承应力峰值变化范围在19.72~24.98 MPa之间, 变化较小;当采高为4.0 m时放顶煤应力峰值相对较大, 为21.62 MPa, 此时更有利于顶煤的破碎, 但其机采煤中应力峰值也较大, 不利于煤壁稳定。

5 结论

通过理论分析合理采放比得出了采用大采高放顶煤的可行性, 进而采用UDEC数值分析计算软件, 运用Coulomb-Mohr屈服准则理论, 对五阳矿区3#煤层大采高综放面可行性进行了数值分析, 得出结论如下: (1) 不同采放比情况下, 煤体超前支承压力分布特点有所不同。随采放比的增加, 煤体超前支承压力峰值不断向前推移及增加, 且塑性破坏区范围不断加大, 有利于顶煤的破碎及放顶。 (2) 随着采高的增加, 机采煤与放顶煤超前支承应力分布规律及峰值不断发生变化, 当采高为4.0 m时, 机采煤体超前支承压力在工作面前方约6.7 m处达到峰值24.98 MPa;顶煤在工作面前方约12.3 m处达到峰值21.62 MPa, 此时更有利于顶煤破碎, 同时要加强煤壁管理, 增加支护强度。

参考文献

[1]刘全, 涂敏, 付宝杰.综放工作面采放比对顶煤采出率影响规律研究[J].煤炭科学技术, 2013 (3) :55-58.

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[4]范世民, 胡学军.放顶煤开采顶煤冒放性分类及其在潞安矿区的应用[J].煤炭学报, 2005 (2) :177-181.

[5]刘长友, 黄炳香, 吴锋锋, 等.综放开采顶煤破断冒放的块度理论及应用[J].采矿与安全工程学报, 2006 (1) :56-61.

压力分布规律篇7

1 采场支承压力观测方案

1.1 单体支柱压力监测

为研究4301工作面回采巷道超前支承压力分布情况, 在43011、43013巷分别超前50 m及30 m内布置单体液压支柱, 并配套安装矿用单体数字压力循环监测仪, 测定单体支柱工作阻力变化情况, 每隔3 m一组, 单体支柱压力监测布置如图1所示。

1.2 回采巷道变形监测

为了研究采场支承压力对回采巷道变形的时空影响, 分别在工作面前方43013超前巷道内及后方采空区43012侧巷道内布置观测点。采用“十”字布点法在监测断面布置测点, 每隔10 m布置1个监测断面, 每巷布置10个测点, 确保数据的准确性。

1.3 煤体应力监测

将ZYJ-25型钻孔应力计布置在4301工作面前方150 m处, 用于监测煤体应力。分为6个测点, 共安装6台钻孔应力计, 1#测点位于回采工作面实体煤内, 2#—5#测点位于胶带巷的联络巷2集中煤柱影响下煤体内, 6#测点位于43012巷靠近14巷的联络巷2巷口煤体内;钻孔应力计深度为6 m。钻孔应力计安装位置如图2所示。

2 工作面超前和后方支承压力分布规律

2.1 工作面超前支承压力分布规律

2.1.1 工作面超前单体支柱荷载分析

随着工作面的推进, 对超前单体支柱荷载变化进行观测, 对观测结果进行整理分析, 并绘制单体柱载荷变化曲线 (图3) 。对图3进行分析可得到以下结论。

(1) 整体而言, 单体液压支柱载荷随着距工作面距离不断减小而不断增大;工作面前方35~50 m范围内, 其压力变化平缓, 单体支柱工作阻力为7~10 MPa;工作前方35 m内, 单体支柱工作阻力从10MPa缓慢上升, 单体柱载荷在工作面前方12 m处达到最大值, 43011、43013巷分别为17.3, 16.5 MPa。

(2) 由于受到基本顶周期性破断以及周围已采工作面残余应力集中两者相互叠加作用, 荷载变化趋势出现“驼峰”;随着工作面的推进, 两方的应力峰值以断裂线为基准向各自相反的方向发展, 即呈“背向”转移变化。由工作面两巷观测数据可知, 超前支承压力的影响范围主要在工作面前方50 m范围。

2.1.2 回采巷道表面位移变形特征分析

对43013巷10个测点观测数据进行整理分析, 并和已采的33403巷道变形观测数据进行对比, 得出高效回采工作面的表面位移规律 (表1) 。

2.1.3 工作面超前煤体应力监测数据分析

对超前钻孔应力计观测数据处理分析得出工作面超前支承压力分布曲线 (图4) 。

从图4可以反映出支承压力在工作面煤壁逐渐推进中的变化趋势。工作面前方煤体由近及远可划分为3个区域:塑性区、弹性区和原岩应力区。工作面支承压力超前影响范围为50 m, 超前支承压力峰值在工作面前方约9 m处, 其值为16.5 MPa;原岩应力以8.8 MPa计算, 应力集中系数为1.35~1.87, 平均1.6。

2.2 工作面后方支承压力分布规律分析

据现场实测, 43013回采巷道变形并不明显, 工作面留巷变形呈现出明显的滞后性, 对观测数据进行整理, 得出预留巷道的滞后变形曲线如图5所示。

由图5可以看出, 预留巷道变形剧烈区域集中在采空区后方100~300 m, 顶底板移近速度最大值在采空区后方300 m左右。

3 工作面侧向支承压力分布规律

根据监测到的数据, 利用线性插值法, 得出距工作面煤壁不同距离的应力变化值, 进而绘出巷道侧向超前支承压力曲线如图6所示。

分析图6可知, 工作面侧向支承压力的影响范围约25 m, 侧向支承压力值在工作面前方约15 m处最大, 工作面侧向支承压力峰值为14.9 MPa, 应力集中系数为1.11~1.61, 平均1.40。

4 结论

(1) 4301工作面超前支承压力影响范围为50m, 超前支承压力值峰值出现在工作面前方9~15 m处, 其值为16.44 MPa;较常规大采高工作面影响范围较大, 集中系数较高, 应加强对巷帮和顶角及底角的支护力度, 有效控制巷帮失稳导致的顶板下沉、底鼓等现象。

(2) 该高效回采工作面侧向支承压力影响范围增加到25 m, 峰值明显增加到了14.9 MPa, 综合考虑工作面前方及侧向支承压力的叠加, 最终确定煤柱尺寸为30 m。

(3) 由于该工作面采高大, 推进速度快, 再加上煤层本身硬度较大, 导致该工作面周期来压不明显;根据留巷变形观测可以得出, 采空区后方支承压力分区明显并伴有明显的滞后性。

摘要：以寺河矿大采高高效回采工作面为试验对象, 采用超前支柱监测、回采巷道及留巷变形监测、煤体应力监测等技术手段, 研究分析了该工作面采场支承压力分布规律及巷道变形特征, 为工作面巷道布置、采场及巷道围岩控制等提供依据。研究结果表明, 与常规大采高工作面相比, 该工作面超前支承压力的影响范围为915 m, 集中系数为1.71.9, 峰值位置前移, 位于煤壁前方12 m处;后方支承压力具有明显的分区特征并伴有一定的滞后性;侧向支承压力峰值位置变化不大。

关键词：大采高工作面,高效回采,采场支承压力,分布规律

参考文献

[1]贾荣喜.岩石力学与岩层控制[M].徐州:中国矿业大学出版社, 2010.

[2]弓培林.大采高采场围岩控制理论及应用研究[D]太原:太原理工大学, 2006.

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[5]唐军华, 白海波, 杜锋.采场支承压力分区变异特征研究[J].采矿与安全学报, 2011, 28 (2) :294-295.

压力分布规律篇8

关键词：大倾角,大采高,支承压力,分布规律

羊场湾煤矿是宁东矿区已经建成投产的第一个大型1000万t矿井, 矿井设计可釆储量455.38Mt, 二煤为羊场湾煤矿的主采煤层, 为全井田赋存稳定的厚至特厚煤层, 煤层倾角一般15°～27°, 走向起伏8°～12°。煤层平均厚度6.3m, f=1～2, 韧性指标9～10。属低瓦斯矿井, 二煤瓦斯绝对涌出量2.89m3/min。

对羊场湾煤矿的2#煤层来说, 开采工艺只有分层、综放、大采高3种。对于5m～7m厚煤层, 采用放顶煤开采, 采放比太小, 且由于煤层韧性指标高, 冒放性差, 需要采取工艺巷超前松动措施, 对实现高产高效难度较大。分层开采工艺由于其巷道掘进量大, 采掘衔接紧张, 回采高度低, 下分层顶板不易控制, 下分层开采的技术问题还无法解决。矿井的采煤工艺几经论证和变革, 从分层开采、普通综采等困境中走出来, 最终采用6.2m大采高综采一次采全高开采工艺, 是实现高产高效目标的唯一选择。但是, 这种大倾角煤层条件下6.0m以上一次采全高工艺在国内外应用较少, 所以, 在该项目的工业性试验过程中必然存在很多技术难题, 其中工作面支承压力分布规律尚不明确就是一项, 需要展开相关研究。

在回采工作面, 由于开采活动使采空区上覆岩层的重量转移到采空区周围的煤体上, 从而在工作面前方形成超前支承压力、在工作面的上下倾斜方向产生侧向支承压力。支承压力的显现特征主要通过支承压力分布范围、分布形式及应力峰值表示, 主要参数有煤体边缘的破裂区宽度、塑性区宽度及支撑压力的影响范围, 在大采高开采条件下, 确定支承压力参数, 掌握工作面支承压力分布规律, 为合理确定工作面超前支护范围、护巷煤柱尺寸提供理论依据。

1 观测工作面地质条件

大采高工作面布置在二煤中, 主采二号煤层的顶底板以泥质胶结的粉、细砂岩为主, 硬度系数一般为2～4, 均属中等稳定岩层。伪顶岩性为泥岩、碳质泥岩, 厚度为0.12m～0.79m, 随采随垮。直接顶大致可分为两个岩性区, 即砂岩区和粉砂岩、泥岩区。2#煤层自然瓦斯含量较低, 自燃发火期1～3个月, 最短23天, 易自燃发火。

110206工作面为首个大采高工作面, 走向长1900m, 倾斜长300m, 两巷及开切眼均沿煤层顶板布置, 埋深约356m～452m, 工作面煤层赋存比较稳定。

2 观测方案

2.1 观测仪器及安装

工作面支承压力观测采用KSE-11-1型数字化钻孔应力计监测大采高工作面上-下运巷煤体内部应力的变化量, 其原理如图1所示。专用于煤、岩体内相对应力的测量。

为实测工作面超前支承压力, 在上运巷安装9台数字化钻孔应力计, 每隔10m布置1台。钻孔深度分别7m、6m和5m, 其中, 9#应力计距离工作面160m (距开切眼580m) , 1#、4#、7#孔深5.0 m;2#、5#、8#孔深6.0 m;3#、6#、9#孔深7.0m。钻孔距底板1m, 孔径55mm。数字化应力计用来测量煤柱垂直应力, 即两包裹休连线方向与煤层走向垂直。如图2所示。

3 支承压力分布规律实测分析

为研究工作面超前超前支承压力分布特征, 对安装深度为5m、6m、7m的钻孔应力计所记录数据进行分析, 如图3所示。

图3反映了不同深度条件下, 随着工作面推进, 煤柱应力演化特征及规律, 应力整体呈现“平缓—加速—峰值—回落”四个阶段。

在“平缓”发展阶段, 各应力计的值基本保持稳定, 这是未受工作面采动影响阶段, 亦为采动影响的临界阶段, 此时煤体处于稳压状态。在经历了相对平缓变化后, 应力值开始“加速”发展, 数据变化显著, 曲线呈线性增长, 受采动影响, 工作面前方支承压力显著增加, 煤体处于极限平衡状态。应力计达到峰值后, 工作面前方压力降低, 并逐步回落。应力变化过程中呈现跳跃式变化, 除构造应力影响外, 扰动应力的局部效应也起到关键性作用。

图2大断面煤巷数字化钻孔应力计布置示意图

与普通综采工作面来压相比, 大采高工作面来压强度明显增大, 垂直应力值最大值达到13MPa, 平均强度由2.89MPa增加到10.56MPa, 来压强度剧增。采高的增加进一步加剧了工作面上部岩层的破坏, 在内外因素共同作用下, 工作面前方呈现比其他开采方式更加强烈顶板活动。

从图3可以看出, 距工作面最近的9#应力计周期来压步距最大为27m, 1#应力计为20m, 即应力计原始安装位置离工作面越远, 周期来压步距越小, 最小为3#和1#应力计, 步距为20m。原因在于煤体受采动影响, 工作面前方岩层整体性变低, 岩层的破碎程度加大。因此, 工作面前方岩层对煤柱的周期性作用强度加大, 频率加强。通过统计回归分析, 得出了大采高工作面推进距离与周期来压步距有如下关系:

式中, y为来压步距 (m) ;x为距工作面距离 (m) 。

当x=0时, 可近似看作工作面开采过程中, 支承压力的极限平衡区, 大约煤壁前方为20.67m, 以此作为煤体极限平衡区和弹性区的临界点。同时也表明, 在工作面前方160m范围内, 支承压力峰值逐渐向煤壁前方转移, 来压步距减小。

通过综合分析, 工作面超前支承压力分布规律如图4所示。该条件下, 工作面超前支承压力的影响范围为120m, 大于一般地质条件下的影响范围 (20m～30m) ;煤壁至前方4m范围内为极限平衡区, 此范围内的煤体处于煤壁破碎区, 煤体的承载能力很低, 垂直方向上的应力低于原岩应力;工作面煤壁前方20m范围内为应力升高区, 超前应力峰值主要集中在工作面前方20m左右, 此范围内的煤体处于塑性区;煤壁前方20m～120m为支撑压力缓降区, 此范围内的煤体处于弹性区;工作面前方120m范围外为原岩应力区。工作面超前支承压力影响范围在120m, 显著影响距离为50m。

4 工作面上、下运巷之间煤柱参数确定

基于工作面力学参数监测、计算分析与现场开采实践, 确定了大采高工作面上-下运巷之间的煤柱留设合理尺寸范围为35m。上运巷受采动影响, 下帮煤壁整体压力载荷不大, 一般在6MPa～10MPa。上-下运巷之间保护煤柱随工作面的推进, 从纵向看钻孔内的应力开始有泄压降低现象, 但总体呈现不断升高的趋势, 峰值点在工作面前方20m左右;煤柱在来压期间较为稳定。

5 结语

(1) 采用现场实测和理论分析的方法研究得出了在羊场湾煤矿大倾角厚煤层的复杂开采条件下综采一次采全高工作面的支承压力分布规律, 为合理确定工作面超前支护范围和护巷煤柱尺寸提供了重要依据。

(2) 通过上述研究, 为综采一次采全高工艺在大倾角复杂条件下的首次实施和成功推广和应用提供了可靠的技术保障和理论支持。

(3) 与一般条件下的综采工作面相比大采高工作面超前支承压力影响范围比较大, 塑性区宽度较宽。工作面超前支承压力的影响范围为120m, 大于一般地质条件下的影响范围 (20m～30m) 。

(4) 基于工作面力学参数监测、计算分析与现场开采实践, 确定羊场湾大采高工作面上-下运巷之间的煤柱留设合理尺寸范围为35m。

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