掘进过程（通用7篇）
掘进过程 篇1
1 概述
广州地铁四号线仑头~大学城区间隧道右线始发端约300m(SYCK16+191.6~SYCK16+500段),起于始发井南端及广三断裂带上。断裂带的围岩主要为红层强化带<7>和混合岩强风化带<7Z>(图1),隧道顶覆盖层达14m,地下水位离地表1m左右。在SYCK16+280~SYCK16+500间,隧道在仑头村的底部穿过,大部分是微风化混合岩<9Z>,其余为中风化混合岩地层<8Z>,根据岩土补充勘探报告表述,平均天然抗压强度为78.2MPa,最高达98.1MPa。由于隧道处于27.75‰下坡道上,断裂带的水沿坡道与盾构同步跟进,使衬砌管环背后的未凝固填充浆液不能阻止水流沿隧道坡度压至掘进面,给掘进工作带来很多困难。在SYCK16+500~SYCK16+775之间,隧道绝大部分在混合岩强风化带<7Z>全断面穿过,只有2处的隧道底部有混合岩中等风化带<8Z>。地表为仑头村密集民房,隧道顶部覆盖层厚度在24~27m之间,地下水较少。
<1>人工填土层;<2-1A>淤泥;<2-1B>淤泥质土层;<2-2>淤泥质粉细砂层;<2-3>中粗砂层;<2-4>粉质粘土、粘土层;<5-1>可塑粉质粘土层;<5Z-1>可塑砂质粘性土、粘性土;<5-2>硬塑粉质粘土层;<5Z-2>硬塑砂质粘性土、粘性土层;<6>红层全风化带;<6Z>混合岩全风化带;<7>红层强风化带;<7Z>混合岩强风化带;<8>红层中等风化带;<8Z>混合岩中等风化带;<9>红层微风化带;<9Z>混合岩微风化带
由于始发洞口已进入广三断裂带,该断裂带与隧道基本正交,影响范围达56m,易出现喷涌、地表下沉等现象,因此在断裂带、下硬上软复合地层、硬岩地段大下坡及民房密集区掘进过程中,稳定开挖面、做好盾构掘进参数的选择和方向控制成为施工的重、难点。下面简略介绍我们在施工中的一些做法,供同行参考。
2 广三断裂带中掘进的控制
2.1 掘进参数选择及过程控制
始发入洞后就进入广三断裂带,其掘进参数的选择和控制既要满足盾构始发要求,又要与广三断裂带的地质条件相适应。为了掘进面的稳定,必须采用土压平衡掘进模式。由于始发掘进时盾构尾部还处于始发托架上,因此,只能使用小推力掘进,以确保反力架稳定、安全。主要参数选择及过程控制如下。
1)总推力始发进入广三断裂带的初期,掘进总推力控制在6 000k N以内,以防止始发反力架受力超过设计值(8 000k N以内);随着掘进的深入,总推力控制在8 000k N以内,确保每把单刃盘形滚刀的破岩推力达到150k N。
2)刀盘转速始发初期掘进时转速控制在1.6r/min左右,以减少盾构扭矩和在始发托架上的振动;后期可控制在1.3~1.8r/min。
3)刀盘扭矩掘进初期,由于盾构处于始发托架上,依靠托架上焊接挡块来平衡刀盘的切割力矩,因此刀盘的驱动力矩设置在3 000k Nm以下;当盾体全进入洞室后,驱动力矩增加至3 200k Nm左右。
4)刀具贯入度始发时刀具的贯入度控制在12mm/转左右;当盾体刚全进入地层时,由于管片还未稳定,贯入度控制在15mm/转左右。
5)掘进速度在始发掘进进入断裂带初期,平均掘进速度控制在18mm/min以下;后期随着盾体后方管片能够为盾构提供的反力逐步增加,平均掘进速度可控制在25mm/min左右。
6)土仓压力掘进初期刀盘处于洞口地层加固段时,土仓中可只有多半仓渣土,土压设定在0.03MPa左右;进入广三断裂带时,需要较高的土仓压力来平衡水土压力,考虑到反力架的承受能力,将土仓压力维持在0.05MPa左右,同时降低推进速度;当掘进深入断裂带后,为了平衡断裂带的水土压力,采用满仓渣土的土压平衡模式掘进,土仓压力设置在0.09MPa左右;当掘进进入较稳定的<7Z>和<8Z>中,为了节省动力,减少机械磨损,仍采用土压平衡模式掘进,将土仓中的土压设置在0.05MPa左右。
7)泡沫注入量一般采用半自动模式,注入泡沫剂的百分含量为1%~3%,空气总流量为1 000L/min,发泡率为4~9。在采用自动注入模式时,注入泡沫量控制在掘进渣土的30%~60%之间。
2.2 掘进方向控制
由于盾构在未脱离始发托架前刀盘就进入广三断裂带,因此,掘进方向基本上仍保持盾构在始发托架上的推进方向,即便盾构的掘进方向发生了一定的偏差,为了保证盾构的平稳推进,也无需对盾构掘进方向进行纠偏。
当盾体全部进入广三断裂带中,可以进行缓慢纠偏,调整盾构掘进方向,但始终应将掘进主要参数控制在上述范围内,以确保始发托架和反力架的稳定。
在断裂带掘进结束之前,盾构就进入下硬<9Z>和上软<7Z>复合地层,掘进过程中极易发生沿地层分界坡面向上爬行现象,而此段纵坡又是27.75‰的下坡,为确保盾构在正确方向上掘进,掘进控制措施如下:(1)采用敞开或半敞开模式掘进,使盾构可较轻松地纠正姿态;(2)适当调整四组油缸的推力,在满足下部硬岩掘进的同时,防止盾构过度抬头;(3)适时选择转弯环管片拼装,以适应盾构的姿态控制;(4)根据实测管片上浮数据,合理选择同步注浆浆液配比及注浆量,防止由于浆液初凝时间过长及注浆量不足而造成的管片上浮,将盾构轴心控制在隧道实际轴心线以下掘进。
3 硬岩段掘进参数选择和过程控制
当盾构全断面进入中风化和微风化硬岩中掘进时,我们根据此处的混合岩具有硬而脆且裂隙发育的特点,在掘进参数选择上充分发挥滚刀挤压破岩的长处,合理加注泡沫,采用大推力、低扭矩、中等转速的掘进参数。同时,由于微风化岩层稳定较好,可采用敞开式或半敞式掘进。掘进过程中根据掘进速度与推力大小的关系适时更换刀具,以确保既可得到较快的掘进速度,又可以降低能耗和机器磨损。
掘进期间,采用岩碴加工成试件,测得微风化混合岩石的抗压强度达105MPa。选用的掘进参数及主要措施如下。
1)采用敞开模式掘进,针对掘进中易发生盾体滚动角过大及盾体震动较大的现象,采用刀盘正、反转勤换向掘进和适当降低掘进速度加以控制。
2)由于围岩的自稳性非常好,同步注浆浆液易沿27.75‰的下坡道流到盾壳与周围岩体间的空隙直至刀盘处,为避免此现象发生,适当增大浆液粘度以减少浆液凝结时间,并适当降低注浆压力。
3)在硬岩中掘进,由于岩碴不具软塑性,刀具磨损较大,刀具工作温度高,为此,需及时换刀和适时调整泡沫注入参数及注入量。改变泡沫剂与水的配比(选用水99%,泡沫剂1%),采用低发泡率掘进。
4)在围岩稳定性相对较差处,可采用半敞开式掘进,即土仓中保存1/2仓渣土以增加掌子面的稳定,其掘进参数基本与敞开式相似。
硬岩段主要掘进参数见表1。
4 软岩段掘进参数选择及过程控制
盾构在SYCK16+500~SYCK16+775之间掘进时,隧道绝大部分在全断面<7Z>混合岩强风化带穿过,只有2处的隧道底部有<8Z>混合岩中风化带。隧道顶部是密集民房,多处有水井,覆盖层厚度在24~27m之间。为了确保民房的安全,全过程采用土压平衡模式掘进,地表的隆降值控制在+10mm~-30mm范围内,此段的掘进参数选择和过程控制如下。
1)将刀盘切削下来的渣土充满土仓,并通过推进操作使土仓压力略高于土压力和水压力,来稳定开挖面和防止地下水渗入土仓;通过控制盾构推进速度和螺旋输送机的排土量来稳定土仓压力。
2)在掘进过程中不断根据反馈的地表隆降信息情况调整、优化土压设定值。
3)盾构的掘进速度主要通过调整盾构推力、刀盘扭矩及螺旋输送机的排土量来控制。
4)泡沫剂的百分含量、发泡率及注入量决定了渣土的改良效果,操作中泡沫溶液采用2%~3%的泡沫剂与98%~97%的水配制,再以1300L/min的压缩空气发泡,注入刀盘面板处,降低机器能耗和磨损,可以得到流塑性和止水性好的土体改良效果。
软岩地层的主要掘进参见数表2。
摘要：根据广州地铁四号线仑头～大学城区间隧道的工程地质和水文地质条件,结合海瑞克土压平衡式盾构的性能特点,以右线始发端500m的复合地层条件为例,说明盾构掘进参数的选择及过程控制。
关键词：盾构掘进,复合地层,参数选择,过程控制
掘进过程 篇2
【关键词】岩巷掘进；深孔爆破技术；安全技术
0.引言
对于矿山开采来说，进行掘进施工时，因局部巷道过长的服务年限，矿压在很大程度上影响到了巷道。多在岩石内布置此类巷道，施工过程中采用合理的工艺，与施工质量、施工进度和掘进有很大的关系，甚至影响到巷道的使用寿命[1]。目前最新推广采用的深孔爆破施工技术，可使单循环进尺提高[2]。它能在确保施工质量和施工安全的条件下，使施工速度大大提升。 而为使岩巷掘进施工的速度及质量得到提升，该施工办法在施工人员及新设备不增多，以及掘进方式不变的条件下，经分析选用科学的施工技术措施及爆破参数，就能在很好的爆破效果影响下，在岩巷施工的应用中获得较好的施工质量与施工速度。
对于岩巷快速掘进，它属一项系统工程，涉及各个施工环节[3]，因此，做好深孔爆破技术，提高循环单进，是岩巷实现快速掘进的重点，需要深入的进行研究和探讨。
1.爆破工艺
1.1钻孔
采用全液压钻机湿式钻孔（如ZLJ-650），钻孔的仰角、水平角、长度、孔径等根据爆破目的和要求进行设计而定。
在钻孔施工过程中，要采用坡度仪准确定位炮孔角度，打孔后有要记录和检查打孔实际参数（孔的编号、仰角、水平角、长度、孔径、距工作面距离等）。为了使爆破达到预期的效果和保证安全的目的，炮孔角度不能偏离太大，炮孔角度充许偏离的角度小于±1°。
1.2装药
为了确保炮眼内药包的完全引爆，炮眼采用轴向连续偶合方式装药，采用双雷管，双导爆索引爆。装药过程为：
（1）制作第一节孔底炸药。首先用锋利的刀片把导爆索切割成需要的长度，导爆索的长度要比炮孔总装药长度多1.0m。最后把两根导爆索插入到炸药中，插入的深度在200mm左右，且用胶带缠好。
（2）把孔底炸药推入到孔底。制作好的孔底炸药，用炮孔推入到孔底，在推入的过程中要一直把绳子抻直，以防止导爆索在孔内打节。
（3）正常装药。把孔底炸药推入到孔底后，再依次用炮棍把其余的炸药推入到炮孔内，每次推入的总长度不能超出0.5m，以防止卡孔，一直装药到该炮孔设计的长度，在正常装药的过程中要一直把导爆索抻直，以防止导爆索在孔内打节。
1.3封孔
在装完药后，开始封孔，封孔材料采用较潮湿的黄土，每次送入0.5m（2节）左右长的黄土棒，黄土棒规格为Φ50mm×250mm，要求装填捣实后继续装填，直到封孔到孔口位置。封孔后孔口留400mm左右的空孔，以便于爆破前放置雷管。封孔长度可根据爆破地点煤（岩）体强度和实际需要来确定，封孔材料采用黄泥。
1.4爆破
每次放炮前将雷管与孔口处预留的导爆索用脚线绑牢固，然后将导爆索缠绕成螺线管状轻轻送入孔内，最后用黄土封堵孔口。要求雷管连接位置距导爆索端头距离必须大于0.25m。
联线采用“局部并联，总体串联”的方式进行。放炮使用MFB-100型起爆器，切眼爆破时一次起爆最多为4个炮孔，两顺槽爆破时一次起爆两个炮孔。爆破母线长度为小于300m，放炮安全距离不小于300m。
其中在装药过程中需要的炮棍如形状和尺寸如图1至2所示，炮棍第一节木棍的长度为500mm，直经为55mm（以炮孔直径为75mm为例，若炮孔直径不是75mm，第一节炮棍直径比炮孔直径小15～20mm）；其余的长度为1500mm，直经为45mm。木棍间连接要用外直经为45mm～50mm、壁厚2mm～3mm、长度为120mm的无缝钢管连接，钢管一头与木棍固定，另一头与另一个木棍配合较松一些。炮孔的第一根木棍要刻一个小槽，并把直经为2mm、长度为50m的钢丝缠到小槽内，并进行固定。
图1 炮棍三维图
图2 炮棍尺寸示意图
2.拒爆处理
（1）处理前必须制定专门措施，在班组长指导下进行，并应在当班处理完毕。如果当班未能处理完毕，当班爆破工必须在现场向下一班爆破工交接清楚。
（2）由于连线不良造成的拒爆，可重新连线起爆。
（3）用水将封孔黄泥湿润后，用木质铲将黄泥轻轻铲落，用水冲出孔外，直至露出导爆索。然后，重新制作起爆药包，送到导爆索处，与导爆索充分接触，重新封孔、连线、起爆。
（4）严禁从炮孔中取出起爆药包或从起爆药包中拉出电雷管。严禁用打眼方法掏封孔黄泥。
3.安全技术措施
为了保证打眼、装药爆破工作的安全，特制定各环节作业时的安全技术措施，以确保安全顺利进行[4]。
（1）装药前应检查顶板情况，撤出设备与机具，并切断除照明以外的一切设备电源。
（2）放炮母线要妥善地挂在巷道的侧帮上，并且要和金属物体、电缆、电线离开一定距离；装药前要试一下放炮母线是否导通。
（3）在规定的安全地点装配引药，检查工作面20m 范围内瓦斯含量，并按安全规程有关规定处理。
（4）装药时要细心地将药卷送到眼底，防止擦破药卷，装错雷管段号，拉断脚线。有水电炮眼，尤其是眼底，必须使用防水药卷或给药卷加防水套，以免受潮拒爆。
（5）装药、连线后应由放炮员与班、组长进行技术检查，做好放炮前的安全布置。放炮后要等工作面通风散烟后，放炮员率先进入工作面，检查认为安全后方能进行其他工作。
（6）发现瞎炮应及时处理。
4.结语
根据以上的讨论可知，对于岩巷深孔爆破施工技术进行施工，使施工进度提高了，同时也降低了施工成本及材料消耗，进而使经济效益提高。在深孔爆破过程中，必须严格按照深孔爆破工艺进行施工，尤其是钻孔、装药、封孔和爆破，必须按照规范进行操作，在爆破过程中还应该注重拒爆处理和安全技术措施，以保证施工的安全。
实践表明，唯有采用岩巷中深孔爆破技术，严格按照规范进行爆破操作，才能达到提高岩巷的掘进速度及施工质量的目的。 [科]
【参考文献】
[1]王爱国等.井底车场硐室围岩破坏机理及加固技术研究[J].煤矿支护，2006.3.
[2]王文龙.钻研爆破[M].北京：煤炭工业出版社，1984.
[3]陆士良.岩石巷道的矿压显现与合理位置[M].北京：煤炭工业出版社，1984.
掘进过程 篇3
1 离散相模型简介
离散相模型(DPM)属于欧拉-拉格朗日模型,即用欧拉观点描述气相流场,用拉格朗日观点描述颗粒的运动。离散相模型要求球形颗粒(掘进巷道中的粉尘颗粒)构成的第二相分布在连续相(气体)中[4]。离散相问题的设定求解过程为:
(1)求解连续相流场,三维湍流的数值模拟采用中的标准k-ε模型,得到速度场等信息。
(2)创建离散相喷射源(射流源),如确定射流源的位置、尺寸、颗粒粒径的大小和初速度等,喷射源的类型设为颗粒群。
(3)求解耦合流动,在拉格朗日坐标下对颗粒群中的各个颗粒进行轨道积分,随机轨道模型或颗粒群模型可考虑颗粒湍流扩散的影响。在随机轨道模型中,通过应用随机方法来考虑瞬时湍流速度对颗粒轨道的影响。而颗粒群模型则是通过跟踪颗粒群的运动轨迹来模拟出粉尘运动的一个“平均”轨道。颗粒群中的颗粒浓度分布假设服从高斯概率分布函数(PDF)。
最后,用PLOT或DISPLAY图形界面来跟踪离散相,从而得出离散相的流场分布以及浓度分布。
2 几何模型的建立及边界条件的设定
2.1 几何模型的建立
根据一般情况,将掘进巷道的横断面模拟成宽4 m、高3 m的矩形,风筒的直径为0.6 m,风筒悬挂在靠近一侧煤壁处,风筒的轴线距离煤巷底板1.8 m,风筒出风口到掘进工作面的距离为7 m。用GAMBIT建立掘进巷道的几何模型,并划分计算网格,如图1所示。
2.2 边界条件的设定
将用GAMBIT完成的几何模型导入到FLUENT中,设置边界条件:巷道内的风量为3 m3/s;巷道出口风速为0.4m/s;风筒出风口风速为17m/s;水力直径为3.4m/s;湍流强度为3.2%。
水力直径为 dH=4A/L,其中,A为巷道过流断面面积,m2;L为流体与固体基础周长,m。
湍流强度为undefined,
式中, u′和undefined分别为湍流脉动速度与平均速度,m/s; ReH为按水力直径计算的雷诺数。
根据掘进巷道的一般情况,将整个掘进工作面设为一个面粉尘源,即粉尘源是一个宽为4 m、高为3 m的平面,对粉尘源的参数进行设置见表1。通常情况下矿井中的呼吸性粉尘占全尘的80%[5]。其中,质量流率=cvA, c为尘源处粉尘浓度,kg/m3;v为巷道内的风速,m/s。
基于上述基础模型,该研究考察了煤巷掘进通风过程中的风速、风筒直径、风筒出风口到掘进工作面距离和风筒悬挂高度等参数对煤巷掘进过程中粉尘浓度的影响。
3 巷道风速对粉尘浓度的影响
为了验证不同的通风风速对掘进巷道粉尘浓度产生的影响,取不同巷道风速进行解算。
根据《煤矿安全规程》[6]的规定,掘进中的煤巷允许的风速为0.25-4 m/s,因此将巷道内的风速分别设为0.25、1、1.75、2.5、3.25和4 m/s,通过模拟,考察了风速对呼吸带高度(距离巷道底板1.5 m高度处)全尘和呼吸性粉尘浓度分布规律的影响,如图2、图3所示。
由图2和图3可见,巷道通风风速在0.25-4 m/s时,都不会引起明显的二次扬尘;而且在这个范围内,巷道内的通风风速越大,全尘和呼吸性粉尘的沿程浓度越小,而且呼吸性粉尘浓度达到稳定的距离越短,这是因为较大风速可以防止粉尘随机扩散,而使粉尘尽快排出巷道或者沉降和被煤壁吸附。所以,通风风速在0.25-4 m/s时,条件允许的情况下,选择较大的风速更利于通风除尘。
4 风筒的有关参数对粉尘浓度的影响
风筒是掘进工作面内的主要通风除尘装置,除了巷道内风速以外,风筒也会对巷道内粉尘的运动规律和浓度分布产生一定的影响,因此,该研究考察了在掘进巷道的宽为4 m、高为3 m和压入式通风方式条件下,风筒直径、风筒出风口到掘进工作面的距离以及风筒悬挂高度对呼吸带高度粉尘浓度的影响。
4.1 风筒直径
设巷道风筒出风口到掘进工作面的距离为7 m,风筒的悬挂高度为1.8 m,将风筒的直径分别定为0.4、0.5、0.6、0.7和0.8 m,比较在不同的风筒直径条件下,全尘和呼吸性粉尘呼吸带高度沿程浓度变化趋势,如图4和图5所示。
由图4和图5可见,在呼吸带高度处,风筒的直径越大,全尘和呼吸性粉尘的沿程浓度越大;即由模拟结果可知,风筒直径越小,巷道内粉尘的沿程浓度越小。
但在根据现场实际情况,在巷道断面允许的条件下,尽可能选择直径较大的风筒,以降低风阻,减少漏风,节约通风电耗,现场允许的最小风筒直径为0.4 m。
因此,可以认为当风筒直径在0.4-0.6 m时,比较利于掘进巷道的通风除尘。
4.2 风筒出风口到掘进工作面的距离
设风筒直径为0.6 m,风筒的悬挂高度为1.8 m,将风筒出风口到掘进工作面的距离分别设为5、6、7、8、9和10 m,考察风筒出风口到掘进工作面的距离对呼吸带高度粉尘浓度的影响。为了更直观地观察风筒出风口到掘进工作面的距离与粉尘浓度的关系,作风筒出风口到掘进工作面的距离与距离掘进工作面1、3、5、7和9 m处断面的呼吸带高度粉尘浓度对应图,如图6和图7所示。
综合图6和图7可见,当风筒出风口到掘进工作面的距离为6-7 m时,在巷道内平均分布的几个断面上,全尘和呼吸性粉尘浓度都相对较小,且这个距离范围小于风筒的有效射程,有效射程按下式计算:
undefined
式中:lx—有效射程,m;undefined—巷道的断面积,m2。
因此,可以认为当风筒出风口到掘进工作面的距离为6-7 m时,有利于掘进巷道内的通风除尘。
4.3 风筒的悬挂高度
设风筒出风口到掘进工作面的距离为7 m,风筒直径为0.6 m,将风筒的悬挂高度(风筒轴线到巷道底板的距离)分别设定为1.6、1.8、2.0、2.2和2.4 m,考察风筒的悬挂高度对全尘和呼吸性粉尘浓度分布规律的影响。为了更直观地观察风筒悬挂高度与粉尘浓度的关系,作风筒悬挂高度与距离掘进工作面1、3、5、7和9 m处断面的呼吸带高度粉尘浓度对比图,如图8和图9所示。
综合图8和图9可见,当风筒悬挂高度为2-2.2 m时,在巷道内平均分布的几个断面上,全尘和呼吸性粉尘浓度都相对较小。因此,可以认为当风筒悬挂高度为2-2.2 m时,有利于掘进巷道内的通风除尘。
5 结语
(1) 根据数值模拟及对其计算结果的分析,发现煤巷掘进过程中粉尘浓度的影响因素及其规律为:
当掘进巷道风速在0.25-4 m/s时,提高巷道内的通风风速,可以降低巷道内的粉尘浓度,缩短呼吸性粉尘浓度达到稳定的时间,减小工作面粉尘的危害。
风筒直径、风筒出风口到掘进工作面的距离以及风筒的悬挂高度都对巷道内粉尘的浓度分布规律有一定的影响。通过模拟解算和比较分析,得到了有利于巷道通风除尘的风筒相关参数的最佳范围:风筒直径0.4-0.6 m;风筒出风口到掘进工作面距离6-7 m;风筒悬挂高度2.0-2.2 m。
(2)通过模拟比较发现,风筒直径、风筒出风口到掘进工作面的距离以及风筒的悬挂高度都对巷道内的粉尘浓度分布有影响,通过模拟也给出了这些参数的参考值,在现场实际中,应综合考虑种种因素,选择合适的风筒有关参数,以减少巷道内的粉尘浓度。
巷道内风速的大小也对粉尘浓度有影响,因此,现场实际操作中,要选择既利于排尘,又不会引起地面防尘的通风风速。
摘要：为了掌握煤巷掘进过程中粉尘浓度变化的影响因素,根据气固两相流理论,针对矿井掘进工作面的特点,采用计算流体力学的离散相模型(DPM)考察了掘进巷道风速、风筒直径、风筒出风口到掘进工作面距离以及风筒的悬挂高度对粉尘浓度变化的影响。结果发现:当掘进巷道风速为0.25-4 m/s时,提高巷道内的通风风速,可以降低巷道内的粉尘浓度,缩短呼吸性粉尘浓度达到稳定的时间,减小工作面粉尘的危害;有利于通风除尘的风筒相关参数为风筒直径0.4-0.6 m、风筒出风口到掘进工作面距离6-7 m、风筒悬挂高度2.0-2.2 m。
关键词：掘进工作面,粉尘浓度,气固两相流,离散相模型,通风风速,风筒
参考文献
[1]向光全.粉尘的危害与防治措施[J].水利电力劳动保护,1996(3):15-16XIANG Guang-quan.Harm of Dust and Prevention Meas-ure[J].Shuili Dianli Laodong Baohu,1996(3):15-16
[2]梁彤.综采工作面喷雾除尘技术研究[D].太原:太原理工大学,2003LIANG Tong.Spray Dusting Integrated Mining FaceTechnology[D].Taiyuan University of Technology,Taiyuan,2003
[3]秦文贵.放顶煤综采工作面主要防尘措施的实施与管理[J].煤矿安全,1994,24(4):38-40QIN Wen-gui.Implement and Management for MajorDust-proof in Comprehensively Mining Sub-level WorkFace[J].Mine Safety,1994,24(4):38-40
[4]刘毅,蒋仲安,蔡卫,等.综采工作面粉尘浓度分布的现场实测与数值模拟研究[J].煤炭科学技术,2006,34(4):80-82LIU Yi,JIANG Zhong-an,CAI Wei,et al.Site Meas-urement and Digital Simulation of Dust Density Distribu-tion in Fully Mechanized Longwall Coal Mining Face[J].Coal Science and Technology,2006,34(4):80-82
[5]吴中立.矿井通风与安全[M].徐州:中国矿业大学出版社,1989
[6]国家安全生产监督管理总局,国家煤矿安全监察局.煤矿安全规程[M].北京:煤炭工业出版社,2010
[7]蒋仲安.湿式除尘技术及其应用[M].北京:煤炭工业出版社,1999
[8]王晓珍,蒋仲安,刘毅.抽出式通风煤巷掘进过程中粉尘浓度分布规律的数值模拟[J].中国安全生产科学技术,2006,2(5):24-28WANG Xiao-zhen,JIANG Zhong-an,LIUYi.NumericalSimulation of Distribution Regularities of Dust Concentra-tion During the Ventilation Process of Coal Roadway Driv-ing[J].Journal of Safety Science and Technology,2006,2(5):24-28
[9]蒋仲安,金龙哲,袁绪忠,等.掘进巷道中粉尘分布规律的实验研究[J].煤炭科学技术,2001,29(3):43-45JIANG Zhong-an,JIN Long-zhe,YUAN Xu-zhong,etal.Test and Research on Fine Coal Dewatering with Sur-face Activator[J].Coal Science and Technology,2001,29(3):43-45
[10]刘荣华,王海桥,施式亮,等.压入式通风掘进工作面粉尘分布规律研究[J].煤炭学报,2002,27(3):233-236LIU Rong-hua,WANG Hai-qiao,SHI Shi-liang,et al.Study on Regularity of Dust Distributing in Heading Facewith Forced Ventilation[J].Journal of China Coal Soci-ety,2002,27(3):233-236
小煤柱在掘进过程中的研究与应用 篇4
山西新景矿煤业有限责任公司芦南采区9#煤9105系统巷、回风及尾巷井下位于芦南9#煤采区南翼中部, 东为9104工作面 (未掘) , 西为9106工作面 (未掘) , 北为525水平大巷。井下 (地面) 标高为406~512m、 (820~930m) 。工作面所掘9#煤层赋存稳定, 结构简单, 属中灰、中硫、中磷的无烟煤, 煤层以半亮煤为主, 内生裂隙发育。煤层平均厚度2.32m, 倾角3°-11°直接顶为砂质泥岩, 厚度4.42m, 灰黑色, 性硬而脆, 含植物化石碎片, 上部含砂量较大, 有时相变为细粒砂岩, 中下部含9#上煤 (平均厚0.43m) , 下部常相变为泥岩。直接底为砂质泥岩, 厚度1.41m, 灰黑色, 性硬而脆, 含植物化石碎片, 下部含砂量较大。地表为山坡山梁地形, 芦湖沟由北向南斜穿工作面中部, 为季节性河流, 盖山厚度在320m以上, 预计地表水对工作面正常掘进无直接影响。
巷道设计长度:9105回风巷设计长度为1109m;9105尾巷设计长度为1008m;两巷间距5m。
2 巷道位置
工作面井下位于芦南一区南翼中部, 属+525水平。芦南一区9#煤9105出煤横贯首先在8#煤南七正巷距出煤巷交叉处巷中以南15.94m的东帮处开口, 先以1-1断面向东沿煤掘进30m, 再以2-2断面-10°坡掘进63m后, 再向南掘进5m与南翼回风巷高程贯通, 继续以2-2断面向东掘进19m后, 再以1-1断面向正南方向沿9#煤顶板掘进28.97m, 再向南偏西60°开长10.62m斜横贯后向北以2-2断面掘进23.58m后与南翼回风巷高程贯通。贯通后在出煤横贯与回风巷交叉处正北开口向正北方沿9#煤顶板施工10m, 再以+13°27'坡度掘进61.15m后在以2-2断面0°掘进20m与西轨道巷贯通。其中与8#煤专用皮带巷和西轨道巷贯通另报专项措施。贯通后回风巷、尾巷继续沿9#煤顶板掘进, 每施工100m后, 由尾巷向回风巷沿9#煤顶板施工5m开联络横贯。回风、尾巷向南掘进, 回风巷设计长度1109m, 尾巷设计长度1008m。
3 矿压观测
3.1 锚网巷道的矿压观测
测站布置:从9105出煤横贯开口10m范围内布置一个观测站;9105回风巷、尾巷开口10m范围内布置观测站, 至采空区外15m处布置观测站, 每一测站设置一个观测断面, 观测断面的范围控制在5m之内。
观测时间:距煤头200m巷道内测点每天观测一次, 200m以外每周观测二次。
观测方法:用钢尺检测断面标志点, 顶底板相对移近量、两帮相对移近量。使用锚杆拉力器, 1MPa=5k N, 顶锚杆检测要求, 压力表指数不小于14MPa;帮锚杆检测要求, 压力表指数不小于10MPa;检测顶、帮锚杆锚固力, 巷道每施工300根锚杆检测一次锚杆锚固力, 每次检测不少于5根锚杆, 其中3根顶锚杆、2根帮锚杆。用张拉千斤顶和相配套的隔爆电动泵检测锚索预紧力, 巷道每施工100根锚索, 抽查一组, 每组锚索不少于5根。每个观测断面巷道正顶安装一个顶板离层仪, 用于观测顶板离层量和岩层相对位移量。离层仪安设在巷道中部。每个观测断面巷道顶部锚杆、锚索及帮部锚杆 (索) 分别安装一块锚杆 (锚索) 测力计, 观测锚杆、锚索受力情况。
3.2 支棚巷道矿压观测
测站布置:从9105回风巷、尾巷开口10m范围内布置观测站, 每掘进50m设一个观测站, 每一测站设置一个观测断面, 观测断面的范围控制在5m之内。观测时间:距煤头200m巷道内测点每天观测一次, 200m以外每周观测二次。
观测方法:用钢尺检测断面标志点, 顶底板相对移近量、两帮相对移近量。每个观测断面巷道煤柱帮加强锚索 (17.8×4200mm) 安装一块MC-300型锚杆测力计, 观测棚腿受力情况。
4 支护形式
根据9105回风巷附近钻孔的柱状资料分析, 9#煤顶板直接顶为泥岩, 厚度4.42m, 无老顶, 支护设计为锚网支护。巷道进入8#煤采空区区域后, 9105回风巷和尾巷采用梯形铁棚支护。
4.1 锚网支护
锚网和锚喷段顶锚索选用直径为17.8×8200mm的低松弛钢绞线。顶锚索直径17.8×8200mm第一排布置在巷中, 第二排布置在距巷中860mm的两侧, 依次“二、一、二”眼位循环布置, 其余眼位为直径20×2400mm的顶锚杆布置;顶锚索间距为1720mm, 排距为800mm。帮锚杆选用直径20×2000mm麻花锚杆, 分三排呈“矩形”布置, 间距为800mm, 排距为800mm。最下一排锚杆距底板不大于600mm。锚网、锚喷段巷道顶锚杆锚固力不小于70k N, 扭力矩不小于150N·m;帮锚杆锚固力不小于50k N, 扭力矩不小于120N·m;顶锚索预紧力不小于160k N, 承载力不小于320k N。
4.2 梯形铁棚支护
支设梯形棚, 梯形铁棚采用11#矿用工字钢定制, 棚腿与水平面夹角为78°15', 棚距为800mm。顶帮采用插花勾盘, 背板使用直径140×1000mm两开木, 背板两头超出工字钢50mm, 背板要与工字钢成90°摆放。
5 支护参数
5.1 锚网和锚喷段顶锚索支护方式
1-1断面 (矩形) 顶锚索直径17.8×8200mm第一排布置“二、四”眼位, 第二排布置在“三、五”眼位, 依次“二、四, 三、五”眼位循环布置, 其余眼位直径为20×2400mm的顶锚杆布置;顶锚索间距为1560mm, 排距为800mm。帮锚杆选用直径20×2000mm麻花锚杆, 分三排呈“矩形”布置, 间距为800mm, 排距为850mm。最上一排锚杆距顶板不大于400mm, 最下一排锚杆距底板不大于600mm。
2-2断面 (拱形) 顶锚索直径17.8×8200mm第一排布置在巷中, 第二排布置在距巷中860mm的两侧, 依次“二、一、二”眼位循环布置, 其余眼位直径为20×2400mm的顶锚杆布置;顶锚索间距为1720mm, 排距为800mm。帮锚杆选用直径20×2000mm麻花锚杆, 分三排呈“矩形”布置, 间距为800mm, 排距为800mm。最下一排锚杆距底板不大于600mm。
锚网、锚喷段巷道顶锚杆锚固力不小于70k N, 扭力矩不小于150N·m;帮锚杆锚固力不小于50k N, 扭力矩不小于120N·m;顶锚索预紧力不小于160k N, 承载力不小于320k N。
5.2 梯形铁棚支护方式
9105回风巷 (上覆为8#煤采空区区域) 采用支设梯形棚, 梯形铁棚采用11#矿用工字钢定制, 棚腿与水平面夹角为78°15', 棚距为800mm。顶帮采用插花勾盘, 背板使用直径140×1000mm两开木, 背板两头超出工字钢50mm, 背板要与工字钢成90°摆放。
9105尾巷 (上覆为8#煤采空区区域) 采用支设梯形棚, 梯形棚采用11#矿用工字钢定制, 棚腿与水平面夹角为78°15', 棚距为600mm。顶帮采用插花勾盘, 顶背板使用直径140×800mm两开木, 帮背板使用800×150×90mm水泥背板, 背板两头超出工字钢50mm, 背板要与工字钢成90°摆放。顶部木背板喷砼封闭。
6 结语
通过在9105工作面掘进回风巷和尾巷过程中留设的小煤柱支护方式证明, 小煤柱在9#煤中采用锚网与梯形铁棚相配合的支护方式完全能够达到支护要求。为类似条件下采用留设小煤柱掘进工艺提供可靠的技术参考。
摘要：目前, 掘进过程中小煤柱的留设已成为提高工作面回采率及解决回采过程中瓦斯问题的有效方法。因此, 如何合理、科学地进行综放沿空巷道断面及支护方式的确定, 对于综放开采安全生产具有重大意义。
关键词：小煤柱,掘进,支护形式
参考文献
[1]童校长.调压法治理窄煤柱沿采空区掘进工作面瓦斯[J].煤矿安全, 2009, 09.
[2]李海涛.高位钻孔抽放采空区瓦斯在长平煤矿的应用研究[J].中国煤炭, 2010 (1) .
[3]舒生, 李秋林.中岭矿中厚煤层小煤柱掘巷瓦斯防治技术的研究[A].中国煤炭学会煤矿安全专业委员会2009年学术研讨会交流论文[C].北京:煤炭工业协会, 2009.
掘进过程 篇5
1 高强支护技术的提出
最初的时候, 高强支护技术并没有得到人们的重视, 煤矿的开采位置还停留在土层比较浅的地方, 开采力度也不是特别大, 但是随着各行业生产力水平的增长, 对煤炭资源的需求量逐渐增多, 对煤炭的开采逐渐增加深度和力度, 这个时候, 高强支护技术在得以发挥其真正的左右, 为采煤掘进工程提供重要的支护作用。高强支护技术也是在那个时候开始逐渐完善和广泛应用的, 目前, 我国的大多数矿区在采矿过程中都运用了高强支护技术。特别是对于一些地理位置比较复杂, 土层结构比较脆弱的地区, 这种技术的运用有着相当大的实际意义, 极大地增强了施工现场的安全性和稳固性。高强支护技术之所以在采煤掘进过程中拥有举足轻重的地位, 主要是因为四方面的原因: (1) 煤矿巷道的深度越来越大, 其稳固性存在着不足, 高强支护很好的对煤矿巷道进行加固作用, 增加岩壁和巷壁的承载力; (2) 高强支护技术技术难度低, 成本投入少, 不局限于地理环境的限制, 适合应用在各种条件下的开采; (3) 高强支护所涉及到的具体部件, 组装比较简单, 材料的重量比较轻, 便于携带, 减轻开采人员的负担; (4) 增加巷道的使用寿命, 减少后期维护工作, 从而避免了资金的浪费, 增加了有关单位的经济效益。
2 高强支护的基本原理
高强支护技术的使用常常是在煤矿巷道之中, 因此在进行高强支护的选择和设计时, 一定要考虑煤矿巷道的实际情况, 一切设计都要以保护煤矿巷道为基础。并是说煤矿巷道的稳固已经岌岌可危了才要进行高强支护的设置, 而是在开采之前就应该主动的实行加护设置。主动支护是高强支护技术有效发挥的先决条件。正常情况下, 合理的增加锚杆的长度和锚杆的承载力有助于促进主动支护的实现。
实际上, 高强支护一般设置在煤矿巷道的顶部位置, 这样可以在预应力达到最大限度时, 自动开启预应力的承载结构, 增强巷壁的抗压能力和抗变形能力, 从而达到加固煤矿巷道的目的。这种原理也被称为预应力承载梁。高强支护技术在应用当中可以不断的传递应力, 利用应力, 抵消部分垂直应力, 最大限度的降低了围岩的强度, 从而有效的控制了岩壁的变形, 增强了巷道的稳固, 为开采人员创造了一个安全可靠的施工环境。
3 高强支护存在的问题
虽然高强支护在实际使用中取得了很大的成效, 但是其技术还不够完善, 在支护过程中常常会遇到一些问题。
在支护初期, 其一般是以结构面里层、滑动及裂隙张开等不连续变形为主的, 这样高于应力支护能更好的对非连续变形和破坏进行控制, 使围岩能始终处在受压状态, 以更好的对围岩承载力进行控制和保证锚固区围岩的完整性, 使其在锚固区能形成较大的应力承载, 以更好的降低外围岩里层破坏程度。同时高强支护技术的延伸杆体在一定程度上也能对围岩后续变形进行相应控制。在对初期变形的控制时, 可以使锚杆的快速增阻增加, 以保证支护系统延伸率。这样即便采煤掘进在高强支护阻力条件下施工, 也能更好的对围岩变形更好的进行控制。
在现场掘进过程中, 有必要以设计方案为依据进行施工并对掘进进行监督, 以保证煤矿企业掘进工作质量, 避免不必要的安全隐患。锚梁在实际应用过程中, 能更好的对高强支护进行承接、链接和固定, 同时在墙体较高的情况下, 也能承担相应压力, 以保证采煤掘进有序进行。但由于高强支护是隐蔽性比较强的支护形式, 其参数能够确定下来以后。具体怎样才能确保工程的质量和施工的安全就较为困难了。随着深井以及高采动地压的不断增大, 所面对的自然地理环境条件也就越恶化, 如果不能及时采取针对性的防护措施会常发生冒顶事故。目前还存在一些特殊的地质条件。比如松软煤层的高帮、大倾角巷道高帮、沿空巷道以及高应力巷道。这些方面高强支护的使用程度还很有限。这类巷道在高应力作用下, 顶部变形很强烈, 会常常造成巷道收缩变形从而导致使巷道的无法使用, 尤其是面对沿空掘巷, 目前的最高性能的支护技术也显得无能为力, 巷道的变形尤其是煤矿方面的, 在采煤掘进的初期其变形就很明显, 等到回采阶段, 变形量通常会更加严重, 所占比重极大, 断面收缩将近达到2/3, 巷道无法使用, 甚至造成安全事故。
4 结论
综上所述, 到目前为止, 煤炭开采行业依然是一项炙手可热的工程项目, 其技术水平也随着社会生产力的进步以及科技的进步, 得到了良性的发展。由于煤矿巷道越来越深入地下, 其内部的稳固性有了很大的不足, 高强支护技术就是为了加固巷道而出现的一种成效非常好的技术手段。现在我国的矿区大都采用了这种技术, 其造价低、成效好、技术难度低等优势也是这门技术被广泛应用的主要原因。高强支护技术在采煤掘进过程中的应用, 极大的增强了开采过程中的安全性, 降低了成本的投入, 从根本上增加了有关部门的经济效益, 到目前为止, 这项技术也没有发现明显的技术缺陷, 就这一点来看, 其还有很大的发展空间和应用前景。
参考文献
[1]汪小民, 徐永佳.高强支护在采煤掘进过程中的技术应用[J].商品与质量·前沿观察, 2011, (5) :72-73.
[2]孙力翔.浅谈我国特大型煤矿的采掘运特点阴[J].煤矿开采, 2010, 15 (2) :1-3.
掘进过程 篇6
1 管片选型控制
管片选型的两个原则。第一, 管片选型要适合隧道设计线路;第二, 管片选型要适应盾构机姿态。这两者是相辅相成的, 前者影响整个隧道管片的需求计划, 后都影响隧道掘进和隧道轴线与设计轴线的偏差。所以在管片选型上, 我们要结合盾尾间隙、推进油缸行程差、铰接油缸行程、设计轴线等方面原因进行正确选型。
2 管片拼装控制
管片拼装时, 必须将盾尾清理干净, 将管片冲洗干净, 避免管片间夹有杂物, 使相邻管片环面不平整, 使管片局部受力过大产生开裂、破损。检查管片止水条是否有脱落现象, 管片拼装时先就位底部管片, 然后自下而上左右交叉安装, 每环相邻管片均布摆匀并控制环面平整度和封口尺寸, 最后插入封顶管片成环。管片拼装成环时, 其连接螺栓应先逐片初步拧紧, 脱出盾尾后再次复紧。拼装完后及时调整千斤顶撑靴, 防止千斤顶撑靴压坏止水条, 造成管片拼缝位置渗漏。
在曲线段管片拼装时, 人为意识的将管片向曲线内侧水平偏移2mm-3mm, 这样有利于减少管片在转弯处出现错台。
3 注浆控制
注浆按其注浆方式为同步注浆和二次补浆, 按浆液性能分单夜浆和双液浆。
3.1 同步注浆
同步注浆是指在盾构掘进过程中, 盾构机向前行进, 管片脱出盾尾与围岩形成建空隙的同时, 从位于盾尾的注浆管路注入浆液填充形成的建筑空隙。管片之间的连接相对管片的刚度而言表现为柔性, 因此在同步注浆时必须控制好注浆压力和注浆量, 使之既能达到有效的填充建筑空隙, 又不会对管片的成环质量产生影响。由于在盾构掘进中, 对周围土体产生一定的扰动, 因此, 在注浆时, 不仅考虑到浆液要充满管片背后的空隙, 同时还要渗透至周边的土层中, 所以要求注浆量比计算的空隙要大些, 一般取为理论空隙体积的130%~180%为系数, 甚至更大。注浆的速度要结合掘进速度, 而注浆量需结合地表沉降, 在理论值上乘以合理的系数。
同步注浆施工时应注意以下事项:
(1) 在推进油缸行程达到1600-1650mm之间时, 停止注入浆液, 改打膨润土液洗管并将管内浆液压人建筑空隙, 以免浆液在管路中停滞过久堵塞管路;
(2) 每掘进玩一环应检查清洗注浆管路一次;
(3) 注浆压力原则上不应大于盾尾油脂腔的压力, 一般在5bar以内。
3.2 二次注浆
盾构施工过程中, 因同步注浆效果不理想, 浆液未能有效填充管片衬背后建筑空隙, 造成地面沉降大, 成管片上浮, 漏水等缺陷。为改善这种现象, 采用利用管片吊装孔二次补充注入浆液。二次注浆可分为单液浆和双液浆, 在阻止管片上浮、控制地表城建时多采用注双液浆。
二次注浆量和压力要视环境而定。一般以注浆压力来控制, 注浆压力常规下控制在0.5bar以内。二次注浆时应注意以下事项:
(1) 在注浆前应查看管片情况并在注浆过程中进行跟踪观察, 如有异常情况应立即停止注浆, 并上报。
(2) 在注入过程中应严密监视压力情况, 控制注浆压力在0.5MPa以内。
(3) 在注入过程中出现压力过高但注入效果不明显的情况时应检查注浆泵及注浆管路是否有堵管现象, 并立即进行清理。
(4) 在注浆前应将同步注浆管路的所有球阀全部关闭。
(5) 注浆前应查看盾尾油脂腔的压力, 如果压力偏低, 应适当手动注入盾尾油脂, 以保证在注浆过程中有足够的压力避免盾尾漏浆。
(6) 在注浆前应查看管片情况及土仓压力情况并在注浆过程中进行跟踪观察, 如有异常情况应立即停止注浆, 并上报。
4 掘进中常见事故处理
4.1 地表沉降处理
地面沉降一般发生在软弱地层中, 沉降分为两种, 一是推进过程中刀盘位置发生沉降, 二是后期盾尾沉降。推进过程中发生沉降的主要原因可能是切口环压波动大, 造成超挖, 注浆不饱和, 使地层发生变形沉降;还有可能是切口环压小造成局部塌方或超挖, 从而使地表地层沉降, 一般这种情况发生在隧道上覆地层为软弱地层的时候, 由于软弱地层稳定性差, 对变形敏感, 变化很快传递到地面产生地表沉降。后期沉降的产生与推进和注浆有关。即使地层稳定, 若推进过程中发生超挖现象, 而注浆没有相应增加, 则有可能造成部分施工空隙没有填充, 导致地层缓慢变形, 最终产生地面沉降。
在地下水丰富的地层中, 若注浆没有及时凝固浆液被地下水稀释带走也造成注浆的不足, 从而引发地面沉降。对只有单液注浆系统的盾构机, 后期沉降也可能受切口水压影响。由于单液注浆凝固时间长, 注浆完成后其压力可能迅速消散, 直至其值与切口水压相同, 若所设定的切口水压过低, 则有可能使地层缓慢变形后形成地面沉降。
4.2 盾尾漏浆处理
盾尾漏浆是盾构施工最常见的, 也是最麻烦的问题。特别是在富水层中掘进, 如果盾尾刷受损, 盾尾间隙差, 浆液凝固时间长, 注浆压力大等原因, 漏浆的频率高很多。
盾尾漏浆有两种形式:漏泥浆和漏砂浆 (实际掘进中盾尾还会漏水) 。
盾尾漏浆的根本原因是:
(1) 盾尾刷在掘进过程中由于盾尾间隙差, 盾尾刷受管片挤压导致失去弹性或者脱落造成盾尾漏泥浆和砂浆及清水。
(2) 浆液凝固时间过短, 造成浆液不能充分填充管片后空隙, 而是堆积在注浆口附近, 造成注浆通道受限制, 后续浆液压力必然剧增, 当浆液压力高于盾尾刷和油脂的抗压力时, 就会击穿盾尾刷和油脂衬背而造成盾尾漏砂浆, 长期下去就会导致盾尾漏泥浆和砂浆及清水。
所以在防止盾尾漏浆最有效的措施是保护好盾尾刷和控制好注浆压力与浆液的凝固时间。在掘进过程中盾尾漏浆, 首先应当了解漏浆情况, 具体位置在哪个部位, 漏浆量有多大, 盾尾间隙如何, 注浆压力有多大, 综合以上信息进行处理。
(1) 如果漏浆量不大, 而盾尾间隙比较合理的情况下, 对漏浆位置进行手动补盾尾密封油脂 (对漏泥浆或者砂浆都可行) , 漏浆部位崭停注浆。
(2) 如果漏浆量大, 而盾尾间隙比较合理的情况下, 在对漏浆位置进行手动补盾尾油脂的同时往盾尾晒海绵条, 漏浆部位崭停注浆。
(3) 如果漏浆量大, 而盾构间隙差的情况下, 在手动补盾尾油脂的同时往盾尾塞海绵条, 漏浆部位崭停注浆。管片选型往间隙大的部位走, 在掘进下一环过程中注意盾构机姿态尽量不要摆动来进行纠偏。
(4) 控制好盾尾密封油脂的注入, 盾尾油脂的损耗与掘进速度成正比, 速度过快则注入盾尾的密封油脂在单位时间内不能满足其消耗量, 若不及时调整油脂泵注脂率, 则盾尾刷内的油脂量和注入油脂的压力不能及时密封盾尾, 势必造成尾刷的密封效果减弱, 形成盾尾漏浆。
5 结语
在现有空间的基础上如何拓展生存环境成为目前亟待解决的问题, 目前根据国家基本经济发展战略, 今后几年城市地下空间的开发与建设, 已是现今城市改造最行之有效的方法之一, 而作为改造的重要组成部分, 地铁的建设也是我国城市空间开发的重点。因此, 作为地铁建设人员必须做好工程施工的质量保证工作, 这样才能创造优质工程。
摘要：盾构法作为一种安全、快速、环保的隧道开挖工法, 在我国城市地铁、城市管道和水利等工程项目中得到广泛运用。随着新一轮全国各大城市地铁建设提速, 该方法在淤泥、粉细沙层等复杂软土地层施工中的优势明显。本文对溺水盾构掘进中的质量控制和常见的事故处理进行探讨, 供类似工程参考。
关键词：地铁,泥水盾构,质量控制,事故处理
参考文献
[1]周文波.盾构法隧道施工技术及应用[M].北京:中国建筑出版社, 2004.
[2]地下铁道工程施工及验收规范[S].
[3]张凤祥.盾构隧道[M].北京:人民交通出版社, 2004.
掘进过程 篇7
纵轴式掘进机是广泛用于矿井建设的机械设备, 截割头是其上破碎煤岩的装置。目前一般采用切屑图来反映截割头的切屑过程。切屑图可用于观察截割头上每一个截齿切削下的煤或岩石块的大小和形状, 进而推断截齿的受力状况。因此, 切屑图被广泛用于截割头的设计过程, 用于检验截齿间的受力是否均匀、同一个截齿上是否有偏载荷等。按纵轴式掘进机的工况, 研究人员将切屑图分为钻进切屑图和摆动切屑图, 分别对其进行程序实现。但只有将钻进和摆动结合起来的统一的切屑图才能反映截割头的整体切削过程, 然而目前还没有这样的切削图。另外, 以往的切屑图画出来后完全凭肉眼衡量, 未给出每个切削块的定量描述。对此, 本文将给出反映整个切削过程的切屑图, 并可精确得知每一个切削块的几何参数。
1 切屑图相关理论
1.1 理论截槽
截齿对煤岩体进行截割时, 由于煤岩体的脆性使截槽侧壁出现自由崩落现象, 截槽侧壁并不与截齿侧面贴合, 而且有较大的张开度, 这一张开度称为崩落角, 用ψ表示。ψ的大小主要取决于煤岩的性质, 与截齿的具体结构尺寸的关系很小[1,2]。如图1所示, 过齿尖打击点所形成的2条崩落线就构成一个理论截槽。称之为理论截槽的原因是其与实际的截槽有一定出入, 因为ψ是对煤岩进行试验后的统计结果, 存在一定程度的随机性。此外, 实际的截槽也不会在齿尖打击点处形成一个尖角, 而是有一定的几何形状。尽管与实际截槽有出入, 理论截槽却可在大体上反映实际截槽的形状, 为评价截齿的受力状况提供参考。
1-煤岩体;2-齿尖打击点;3, 4-崩落线;5-截齿轴线投影
1.2 切屑图的绘制
切屑图的绘制就是在过截割头轴线的一个平面上将每一个截齿打击至该平面时所形成的理论截槽记录下来。在绘制每一个理论截槽时, 首先计算出齿尖打击点的位置, 然后根据截齿轴线投影的位置和崩落角画出崩落线, 崩落线需延伸至煤岩体表面。
(1) 钻进工况齿尖打击点位置的确定
将切屑图的记录平面置于平面坐标系Z-X中, 令截割头轴线与Z轴重合, 每一个齿尖打击至平面的点的X坐标即为该截齿的回转半径, Z坐标的确定如式 (1) 所示:
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式中:φ为齿尖所在半径与记录平面所成角度;n为截割头转速;vz为截割头钻进速度;zs为齿尖距截割头底面距离;H为截割头长度。
(2) 摆动工况齿尖打击点位置的确定
待截割头整体钻进煤岩壁后, 截割头即进行横向摆动截割。此时, 各个齿尖的Z轴坐标不变, X坐标的确定如式 (2) 所示:
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式中:φ、n含义同式 (1) ;vx为截割头摆动速度;r为截齿的回转半径。
2 程序示例
依据切屑图的相关理论, 使用Matlab编制程序, 实现了对截割头切削过程的模拟[3,4,5]。根据所画出的切屑图, 程序可计算出每一个截齿截下切屑的面积以及该截齿的偏载荷系数α。α是通过比较2条崩落线的长度得到的, 本程序对偏载荷系数的定义如式 (3) 所示:
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式中:a、b为2条崩落线的长度。
对于如图2所示的截齿排列, 在给定钻进速度vz=1.5 m/min、摆动速度vs=2 m/min、截割头转速n=50 r/min、煤岩崩落角ψ=45°下对截割头的切削过程进行模拟 (截割头完全钻入煤岩后横向摆动旋转5周) , 得到如图3所示的切屑图。各个截齿的切屑面积曲线、偏载荷系数分别如图4、图5所示, 其中“过渡”指从钻进工况到摆动工况的过渡, 亦为摆动第一圈的截割。
从图4、图5可看出, 该截割头主切削段截齿在钻进工况中的偏载荷系数大, 但所形成的切屑面积很小, 对截齿影响不大;主切削段截齿在摆动工况中偏载荷系数小, 切屑面积亦较均匀, 截齿受力较好。该截割头过渡段截齿在钻进工况中切屑面积沿截割头小端递增, 偏载荷系数则相反, 说明靠近小端的过渡段截齿受力较好;过渡段截齿在摆动工况中切屑面积有一定差异, 偏载荷系数除个别截齿比较高外, 其余较小。在过渡工况中截割头截齿的切屑面积和偏载荷系数都不稳定, 截齿间差异较大。
3 结论
(1) 本文采用Matlab编程实现了反映截割头整个切削过程的切屑图绘制。由于程序使用一种颜色填充同一个截齿截割下的切屑, 因而可直观地从切屑图中看出截割头从钻进到摆动切割的过程, 追踪每一个截齿的截割轨迹。
(2) 程序给出了分别在钻进、钻进到摆动的过渡、摆动阶段截齿截割下的截齿切屑面积和偏载荷系数, 为精细地评价截齿排列的优劣提供了依据。
参考文献
[1]李晓豁.掘进机截割头的关键技术研究[M].北京:机械工业出版社, 2008.
[2]李晓豁.掘进机截割头设计与研究[M].北京:中国华侨出版社, 1997.
[3]李晓豁, 程东棠.掘进机截割头的计算机辅助设计[J].煤矿机械, 1990 (3) :17-20.
[4]李晓豁, 丛日永.不同钻进参数掘进机切屑图的模拟研究[J].矿山机械, 2007, 35 (2) :28-29.