支护参数确定（通用8篇）
支护参数确定 篇1
1 工程地质概述
1004工作面所处煤层较稳定, 煤层厚度2.86~3.27 m, 平均3.0 m。煤层倾角近水平。煤层直接底板为黑色砂质泥岩, 厚度为5.1 m, 上部含较多植物跟部化石, 下部含羊齿等植物化石、夹煤线。老底为褐灰色中粒砂岩 (S9) 厚8.8 m, 以石英、长石为主, 含暗黑色矿物和黑色泥岩包裹体, 钙质胶结, 间夹0.1 m菱铁质泥岩。再向下为石炭系太原群上部岩层, 主要为砂岩、砂质泥岩、石灰岩及薄煤层。所要掘进的1004风巷总长度约为1000 m, 巷道设计宽度为4000 mm, 高度为2700 mm, 呈矩形断面, 总断面面积为10.8 m2。
2 锚索参数取值研究
2.1 锚索间排距
通过试验锚具效率系数ηa应满足:
由式 (1) 得钢绞线与锚具组装件在静载作用下的抗拉强度Fapu应满足:
式中:pη为钢绞线协同作用系数, 在此取0.99。
综合考虑上述因素和现场实测资料, 实际工程中锚索抗拉强度Fms应满足:
式中:ηs为工程条件影响系数, 取值0.90。从而得出锚索的破断力应满足:
直径为15.24 mm和17.8 mm钢绞线的Fpm按国标GB/T5224-2003的要求取值分别为260 k N和353 k N, 从而得出两种锚索破断力分别为220 k N和299 k N。
普氏理论方法是我国计算巷道松动压力普遍采用的方法。根据普氏理论有:
式中:b0为冒落拱最大高度, m;a1为冒落拱最大跨度的一半, m;a为巷道宽度的一半, m;H为巷道高度, m;f为围岩坚固性系数, 根据袁店一矿1004工作面实际地质资料, 确定f值取0.9;θ为围岩内摩擦角, 取30°。
普氏拱轴线方程[2]为:
通过积分求得巷道顶板的冒落拱面积:
从而冒落拱岩体载荷:N0=γS=25×3.21353.8=kN/m
直径为17.8 mm锚索沿巷道顶板每米承受载荷见表1, 表中“—”表示直径17.8mm锚索沿巷道顶板每米承受载荷小于冒落拱岩体载荷。
由表1可知, B、D、E三种方案富余承载空间很大, 锚索存在很大浪费。因此较优的方案为A、C和F, 其中A方案锚索布置在巷道中部, 沿巷道走向锚索预应力扩散较好, 但沿巷道横向预应力作用范围有限;F方案沿巷道横向锚索预应力扩散较好, 但沿巷道走向预应力作用范围有限, 而C方案, 预应力沿巷道横向相互叠加, 与锚杆预应力相互作用, 形成网络骨架结构, 并在巷道走向方向预应力扩散较好。因此, 锚索直径为17.8 mm时, 合理的锚索布置为每排两根, 排距为1.8 m。
2.2 锚索长度
确定锚索长度及位置时主要应考虑载荷高度和稳定岩层的赋存情况, 载荷高度根据冒落拱高度进行计算, 则锚索长度:
式中:Lm为锚索总长度, m;La为锚索超出冒落拱长度, 2 m;Lb为冒落拱高度, 3.95 m;Lc为锚索托盘及索具的厚度, 取0.2 m;Ld为需要外露的张拉长度, 取0.25 m。为确保安全, 在此确定锚索长度为6.5 m。
3 支护方案的确定
根据以上理论分析, 并结合现场经验, 得出1004风巷如下初步支护方案:
顶部网片采用菱形金属网, 采用10#铁丝机械编制, 网孔50×50 mm, 帮部采用1×50 m矿用高强护帮塑网;锚杆选用Ф20×2000 mm等强树脂锚杆, M型锚杆托盘140×140×8 mm;顶部M型钢带长4500 mm, 帮部使用梯子梁, 长1878 mm, 978 mm, 每排布置两根, 压茬连接;顶部锚索选用Φ17.8×6500 mm, 锚索托盘300×300×14 mm, 选用Z2550、K2550型树脂锚固剂。
顶板布置5根锚杆, 间排距为900×900mm, 两帮各4根锚杆, 间排距800×900 mm, 使用两根Z2550树脂锚固剂, 锚索间排距为2000×1800 mm, 每根锚索用一根K2550和两根Z2550树脂药卷, 沿巷道中顶向左、右各偏1000布置一列。锚杆预紧力矩不小于200 Nm, 锚索预紧力应不小于150 k N。
4 现场实测
为了掌握1004风巷巷掘进期间在支护方案下的巷道围岩变形规律, 并验证锚杆支护初始设计的合理性[3], 在巷道掘进段布置两个监测站, 间隔100 m, 开始每天检测次, 一周后每两天检测一次, 检测60天。
从图2可以看出, 随着掘进工作面的不断推进, 两帮及顶底板移近量在观测初期变化较快, 20 d左右时两帮位移变化开始减小, 到50 d时趋于稳定, 顶底板位移变化到21 d时开始减小, 45 d之后渐渐趋于稳定。到60 d时顶底板移近量达到180 mm, 两帮移近量约为190 mm左右。在检测初期, 顶底板移近速率逐渐变大, 到第10 d左右达到最大, 之后逐渐变小。两帮移近速率波动不大, 呈逐步减小趋势。
从以上分析可以看出, 通过对锚索的专门设计可以很好的控制围岩的变形情况, 无论是顶底板还是左右两帮的移近量都在可控范围之内, 从而说明此支护参数合理可用, 起到了参数优化的效果。
摘要：基于袁店一井煤矿1004工作面风巷的具体地质条件, 通过理论分析及现场经验, 提出了专门针对1004风巷的锚网索联合支护技术, 并对支护效果进行现场监测, 实现了巷道顺利掘进及有效支护, 且减少了材料的消耗, 取得了较好的技术及经济效益。
关键词：巷道支护,锚索参数,矿压
参考文献
[1]喻波.压力拱理论及隧道埋深划分方法研究[M].中国铁道出版社, 2008.
[2]陈光炎, 陆士良.中国煤矿巷道围岩控制[M].徐州:中国矿业大学出版社, 1999:138-140.
[3]张涛, 刘剑友, 陈道志.厚表土层薄基岩条件下回采巷道支护研究[J].煤炭工程, 2012:74-76.
支护参数确定 篇2
条带开采地表沉陷预计参数的确定
概率积分法是条带开采地表移动和变形预计常用的方法,而概率积分法预计的精度取决于其预计参数的确定.以国内大量的条带开采实测资料为基础,应用相似理论对条带开采地表沉陷的.相似现象进行了模糊聚类分析,计算出了条带开采地表沉陷预计参数.根据所得条带开采地表沉陷相似现象的分类及其地表沉陷预计参数,应用模式识别对待求条带开采地表沉陷预计参数进行了求取.工程实例表明,用模糊优化确定的预计参数进行条带开采地表移动和变形预计,其预计结果更加可靠、准确.
作 者：柴华彬 邹友峰 CHAI Hua-bin ZOU You-feng 作者单位：河南理工大学测绘与国土信息工程学院,河南焦作,454003刊 名：测绘科学 ISTIC PKU英文刊名：SCIENCE OF SURVEYING AND MAPPING年，卷(期)：34(4)分类号：P258关键词：条带开采 地表移动和变形 预计参数 模糊优化
深埋准备巷道支护参数设计 篇3
关键词：深埋,准备巷道,支护设计
1 支护难点分析
根据1015轨道大巷地质条件和前阶段支护效果, 该巷道支护主要存在以下技术难题:
(1) 巷道埋深大
浅部岩体多数处于弹性应力状态, 但进入深部以后多数巷道受"三高"和"一扰动"的作用, 使深部巷道围岩的力学性质发生了明显变化, 从而表现出其特有的力学特征现象浅部表现为普通坚硬的岩石在深部可能表现出大变形、难支护的软岩特征, 即多数深部岩体处于塑性、粘塑性、流变的潜在破坏状态下。在深部下巷道一旦被开挖, 岩体原有的三向平衡应力状态被打破, 很快产生碎胀变形破坏, 造成巷道周边破碎岩体增多、巷道支护困难等一系列问题, 导致灾害事故增多, 如大面积来压、冒顶、大变形且长期处于流变状态、冲击地压等, 明显不同于浅部岩体表现出来的力学特性, 导致深部巷道维护十分困难。
(2) 该上山为矿井主要巷道, 服务年限相对较长, 对变形控制要求高;
(3) 巷道高度大, 施工控顶难度大, 打眼、安装锚杆、锚索等工序操作相对困难, 部分地段存在淋水现象, 对施工队伍的操作水平、施工质量和现场的管理水平等要求相应较高。
2 支护的原则
2.1 提高围岩残余强度的原则
由于深井巷道在低围压、高应力差作用下, 围岩普遍处于岩石峰后残余强度阶段, 提高围岩残余强度主要有三个技术途径:
(1) 提高支护阻力
由于支护阻力是支架对围岩提供的一个围压, 使巷道周边围岩从二向应力状态转化为三向应力状态, 从而提高围岩的残余强度。
(2) 锚杆加固围岩
实验证明, 锚杆能利用其锚固力将破碎围岩锚固起来, 在锚固剂作用下, 将锚杆杆体周围的破碎岩块组合成串, 使破碎岩块胶结成钢筋岩柱 (见上图1) , 并且在托锚力的作用下对围岩提供一定的围压, 使破裂岩体由原来的二向应力状态转化为三向应力状态, 从而恢复和提高了破裂围岩的残余强度, 形成具有较高承载能力和可塑性的锚固层。锚杆锚固力大、密度高、这种加固作用就越明显。
(3) 注浆加固。破碎严重的岩体, 单纯依靠锚杆加固不能满足要求时, 采用注浆加固能提高松动破碎围岩强度。注浆方式可采用单独注浆或采用外锚内注的"锚注式"锚杆。
2.2 充分发挥围岩承载能力的原则
充分发挥围岩的承载能力, 主要体现在以下几个方面:
(1) 二次支护
理论和实践证明, 深井巷道采用一次强阻力刚性支架来维护围岩是不适应深井巷道初期变形量大、变形速度快的特点, 应采用二次支护原则。一次支护主要是加固围岩, 提高其残余强度, 在不产生过度膨胀、剪胀变形的条件下, 利用二次支护使围岩应力以变形的形式得到释放。
(2) 调动巷道深部围岩
巷道开挖虽然扰动围岩, 但其范围是有限的, 巷道深部围岩强度比浅部围岩强度明显要高。因此巷道深部围岩对于深井巷道围岩的控制是一种丰富的可利用资源, 有关学者提出了调动深部围岩强度控制深井巷道地压的思想。通过研究发现, 将一定长度的锚索在适当的部位锚入深部围岩, 调动深部岩体强度后, 能很好地改善围岩的应力状况和围岩的自身性能。通过锚索使深部岩体有效地承担了浅部围岩的荷载, 控制围岩的大变形。
(3) 喷射砼
封闭暴露面的主要方法是采用喷层支护, 即在巷道围岩暴露后立即向巷道周壁喷射能快速硬化的砂浆或混凝土, 以便在巷道周壁上形成保护层, 其作用不仅可以减少环境对围岩表面的破坏, 防止围岩新暴露面风化吸潮, 还可防止个别离层和松动岩块突然冒落, 此外, 一定厚度的喷层对围岩也起支撑和加固作用, 有利于使围岩保持稳定状态。
2.3 巷道围岩弱结构控制的原则
巷道开挖后, 两帮及顶底板变形破坏并不是均匀的, 而是首先从巷道某一个或者某几个部位开始变形破坏, 从而导致整个巷道的支护体失稳, 巷道围岩首先从弱结构开始破坏, 这些首先破坏的部位称为支护的"关键部位"。一旦巷道支护体的强度、刚度及可缩量不适应巷道弱结构部位的变形时, 就会发生破坏, 然后导致其它部位破坏, 最终使巷道围岩破坏失稳。长期以来, 巷道支护一直习惯于巷道全断面均匀支护, 实践证明这是不合理的, 应该针对巷道的弱结构部位进行加强支护, 使巷道围岩应力分布趋于均匀, 而达到良好的控制效果。
31015轨道大巷支护方案
根据现场测试结果、围岩状况和上述要求, 较为理想的支护方案应为"一次锚网喷 (让压变形) +二次锚索和锚注 (围岩结构强化) "分步加强联合支护方式。其中在巷道破碎带采用"架棚 (让压变形) +二次锚索和锚注 (围岩结构强化) "分步加强联合支护方式。设计支护示意图如下:
(1) 一次支护:
(3) 巷道注浆
注浆顺序:从底角眼孔开始注浆, 尽可能低压注浆, 依次向上注浆充填满。
结语
针对1015轨道大巷深埋压力大、服务年限长、巷道高度大等支护难点, 结合提高围岩残余强度、充分发挥围岩自承载能力及巷道围岩弱结构控制原则, 提出1015轨道大巷掘进时分步加强联合支护方案, 为类似条件下巷道支护设计提供参考。
参考文献
[1]何满潮, 谢和平, 彭苏萍等.深部开采岩体力学研究[J].岩石力学与工程学报, 2006, 24 (16) :2803-2813.
支护参数确定 篇4
电力系统动态仿真的有效性直接关系到电力安全与经济运行。实际工程中多次发现,仿真结果无法重现真实的动态过程[1,2],仿真的有效性问题越来越突出[3]。建模是针对实际系统建立等值模型,从而近似地描述前者的动态特性。其模型结构及参数值都存在着很大的不确定性,对仿真的精度及其强壮性影响很大,希望通过识别来改进模型及参数。广域测量系统 (WAMS) 的发展和工程应用经验为模型有效性评估和参数识别提供支撑[4]。文献[5]介绍了用随机响应面法对仿真结果进行动态一致性检验的方法,为参数的合理选择提供参考依据。
在参数识别时,往往假定模型结构已知,并以典型参数为初值,按经验设定搜索区间[6]。文献[7]指出由于未考虑实际气压和温度的变化,导致无法识别IEEE标准汽轮机的模型参数。文献[8]指出,从多个差别较大的典型参数出发,会得到不同的收敛结果。
若采用由受扰轨迹的几何外形特征构成的差异度,就不能涉及系统维数有变的情况,例如分析切机措施的影响。此外,也不能反映系统的整体动态和非线性动力学的机理,例如在系统临界状态处,差异度不再连续。文献[9]提出基于系统稳定机理的受扰轨迹差异度,用功角各摆稳定裕度和电压偏移的加权函数来定量评估受扰轨迹的差异度。该指标对参数有连续性和较好的线性,用其在参数空间中的梯度场可有效地反映参数的影响。据此,文献[10]提出2组不同的参数可能在相同扰动下得到一样的受扰轨迹,故多参数识别中的多解现象是客观存在的本质性困难,既不可能通过受扰轨迹的外形,也不可能通过非线性动力学理论来解决。该文利用参数空间中差异度的等高线分布及研究对象不同初值下的搜索路径直观反映了对象初始设置对识别结果的影响,揭示了多参数识别中存在的多解现象。该文还给出了2机系统的仿真算例,从9个初值出发,得到7个不同的参数解,却都不是实际参数。此外,还用仿真表明识别结果不但取决于待识别对象本身,还与外部系统密切相关。说明仅仅利用待识别对象与外部系统的边界响应,难以在其他场景下正确反映外部系统的影响。但是,该文并没有讨论内部背景参数对辨识结果的影响。
虽然参数识别中的多解问题已被提出,但目前还没有得到足够的研究。有必要引起学术界的重视,从不同的视角来验证其真实性,讨论其表现形式及影响。
由于算法上的困难,目标参数的数目往往被限制在很小的个位数。其他参数被统称为背景参数,只能采用典型值或经验值。虽然坏数据对电力系统状态估计的颠覆性影响已经被充分认识,但是误差大的背景参数对目标参数识别的破坏作用却没有引起应有的关注。从误差传播理论上看,上述2种不同研究领域中的误差分析具有相同的本质。由于内部背景参数的数量大,对目标参数识别的影响就非常普遍。这个问题与待识别参数的多解现象的机理既有所不同,又紧密联系。它们的同时存在,更加突出了参数识别问题上的困难,必须正视并予以研究。本文的目的就是从直观的算例中找到实证,从待识别系统内部的背景参数对目标参数识别的影响方面,进一步强调参数识别中多解问题的重要性。
本文利用基于系统稳定机理的受扰轨迹差异度,研究背景参数误差对目标参数识别的影响。取2机2负荷系统中的1个负荷为唯一目标参数,分别研究另一负荷和线路参数的误差影响。另取39节点新英格兰系统中某区域内的负荷为目标参数,研究作为背景参数的其他区域负荷参数的影响。
1 物理机理差异度的构成
定义受扰轨迹差异度D,其值越大表明2个受扰轨迹的动力学特征的差别越大,而取零值时则对应于动态行为特征完全相同[10]。
D=Dδ+λDv (1)
式中:Dδ为功角差异度;Dv为电压差异度;λ∈(0,1]为权系数。
以实际系统主导映象(以下简称观察映象)的功角和观察母线的电压轨迹为参照,确定相应仿真系统同一映象和母线的轨迹,分别计算Dδ和Dv:
式中:ηai和ηbi分别为观察映象上,受扰轨迹a和b第i摆的功角稳定裕度;T为观察窗口长度;n为功角在观察窗口内总摆次中的较小值;taj和tbj为观察母线第j次电压跌落低于门限值θ的持续时间;门限值θ按参照轨迹相应的电压跌幅来规约;m为观察窗口内电压总跌落次数。
2 通过差异度的灵敏度分析来识别参数
任何参数的摄动都会影响功角稳定裕度和电压可接受裕度,进而影响受扰轨迹差异度,因此,后者可以反向指导参数的识别。
用数值摄动法得到D对参数α的一阶灵敏度系数Sα,及校正后的参数值αt:
Sα的绝对值越大,则α对仿真结果的调整作用越大;Sα的符号反映了减小差异度的参数调整方向。单参数识别时,通过迭代可以得到使差异度最小的真实解。D随参数变化的线性度越好,收敛越快。对于多参数识别,灵敏度能够提供D的最快下降方向。
3 负荷参数作为背景参数时的影响
长期以来,发电机、调速系统、励磁系统等元件在行为机理和现场实测方面的特性得到了深入的研究。但负荷的分布性、随机性、时变性、复杂性、多样性和不连续性限制了其模型及参数的精度,严重影响到仿真结果的可信度。
对图1所示的2机系统(参数见附录A)进行仿真。线路1-2首端三相短路,0.08 s后自动消失。设负荷1和2均为恒阻抗—恒功率(ZP)静态特性,其中,负荷1的恒阻抗负荷比例参数αz1为目标参数,负荷2的恒阻抗负荷比例参数αz2为背景参数。取θ=20%,λ=1。
设(αz1,αz2)的真值为(0.4,0.3),将对应的仿真轨迹作为比较的标准。然后对αz2分别引入不同的误差,用上述算法识别αz1,其识别的结果也将偏离0.4(见图2)。识别收敛后,系统全部电气量的仿真响应曲线都极其接近实际轨迹(见附录B图B1)。因此,不可能通过轨迹特征来区分背景参数的误差与目标参数的误差。此外,即使取同样的背景参数,在不同的扰动场景下也可能得到不同的识别结果。当αz2大于0.6时,该算例的识别失效。
对实际的识别任务来说,即使采用绝对严格的识别算法,也只有在背景参数侥幸取到真值时,目标参数的识别才是精确的。
再考察10机39节点的新英格兰系统。设图3所示的3个区域内的负荷均为ZP静态特性,各区域内部负荷的恒阻抗比例的真值为αz1=0.4,αz2=αz3=0.7。扰动场景为线路24-23首端三相短路,0.25 s切除该线路。
若保持背景参数αz2和αz3相同,当其取值变化时,对目标参数αz1的识别结果见图4(a)。
若将αz2固定于真值,仅将αz3作为有误差的背景参数,当其取值变化时,对αz1的识别结果见图4(b)。显然,对于背景参数不确定性因素更突出的图4(a),其误差传播的后果更为严重。
4 网络参数作为背景参数时的影响
网络拓扑结构、变压器分接头或投切电容器组等操作均会改变网络模型或参数,将后者作为背景参数时,其误差同样会引入目标参数的识别结果。
考察上述2机系统及故障场景,目标参数仍为αz1,参数αz2取为其真值,而将线路1-2的电抗x12视为不能准确预知的背景参数。在不同的x12下识别参数αz1,其结果见图5。仅在x12真值较小的邻域内,αz1才可识别。各识别结果下母线1和2的仿真响应曲线与实际轨迹外形几乎完全相同(见附录B图B2),故难以通过稳定机理和轨迹外形特征对网络背景参数的选取加以限定。
5 结语
系统仿真得到的动态响应曲线不但受目标参数影响,也受背景参数影响。前者是所有参数识别方法的基础,而后者却是其不利因素。识别过程的收敛判据是仿真轨迹与实测轨迹相当一致,故识别过程的本质就是用目标参数的误差来抵消背景参数误差对仿真轨迹所产生的影响。为了得到好的识别效果,除了需要有严格定义的轨迹差异度指标外,还必须要求所有的背景参数均高度精确,或者该差异度指标在该特定算例中不受背景参数变化的影响(这几乎不可能)。否则,即使将目标参数的真值取为初值,识别过程仍将受背景参数误差所驱动而收敛于大误差的识别结果。如果差异度指标对背景参数的敏感度远高于对目标参数的敏感度,则背景参数的误差甚至可能导致识别无解。事实上,系统模型、运行方式和故障场景等都属于上述背景参数的范畴,它们的随机性和不确定性对目标参数识别的影响问题需要引起足够关注。
已有研究表明,在所有的背景参数都没有误差的情况下,几组不同的目标参数也可能在相同扰动下得到一样的受扰轨迹,而背景参数的影响将进一步突出参数识别问题的复杂性。
附录见本刊网络版(http://aeps.sgepri.sgcc.com.cn/aeps/ch/index.aspx)。
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桩锚支护结构锚杆设计参数分析 篇5
随着国民经济的发展，城市化步伐的加快，城市建设中开发利用地下空间已成为一种必然，因而深基坑工程愈来愈多。深基坑工程既要保证基坑自身的安全稳定，又要保证其对周围环境不造成破坏性影响，导致其设计和施工的难度越来越大，传统的以强度控制设计为主的方式逐渐被以变形控制设计为主的方式所取代。在基坑设计施工中如何有效地进行支护体系的位移计算与变形控制，使得支护体系与周边环境对基坑变形的要求相适应，同时又经济、合理，是摆在工程技术人员和学者面前的严峻课题。
为了保证基坑开挖、基础施工的顺利进行及基坑周边环境的安全，在深基坑工程中，桩锚支护是经常采用的结构形式，目前国内一些学者已经对这种支护形式作了大量的研究[1,2,3]，得到许多有重要价值的结论。本文以实际工程为背景，建立深基坑桩锚支护结构的三维数值计算模型，分析不同锚杆设计参数对桩锚支护结构位移、内力的影响，并对不同锚杆设计参数下基坑角部的空间效应进行探讨，以为工程设计与施工参考。
2 数值模型
2.1 数值模拟假设
1）同一种材料为均质、各向同性；
2）不考虑施工进程对土体力学指标的影响，开挖深度在地下水位以上，不考虑渗流影响；
3）土体采用理想弹塑性模型，屈服准则采用摩尔-库伦准则模拟，由于支护结构相对土体刚度较大，假定其为弹性体。
4）不考虑桩土与锚杆和土之间的摩擦，但桩土与锚杆和土均无相对滑移。
2.2 模型参数及研究方案
土体采用摩尔-库伦弹塑性模型，土体计算参数如表1所示。支护结构采用钻孔灌注桩，为弹性体，桩长16m，嵌固深度6m，桩间距2m，直径为0.8m，弹性模量28GPa，泊松比0.2。锚杆为弹性体，布置在桩顶以下2m处，锚杆长30m，锚固长度为24m，倾角为15°，间距均为2m，横截面积为400mm，弹性模量为100GPa，抗拉强度为200kN，泊松比为0.2。
影响桩锚式支护结构变形的因素有很多，在下面的分析中以建立的数值模型为基准，变化锚杆弹性模量、锚杆倾角、锚固长度，取基坑长边中部一根桩和其对应的锚杆为研究对象，对桩身的水平位移、桩身弯矩、锚杆轴力进行分析。锚杆参数取值方案如下：
1）锚杆弹性模量（E）分别取3×1010Pa、5×1010 Pa、1×1011Pa、1.5×1011Pa、2×1011Pa，对桩身水平位移、锚杆轴力、桩身弯矩进行分析。
2）锚杆倾角在0°～45°范围取值，分析锚杆倾角对桩身弯矩和锚杆轴力的影响。
3）锚杆锚固长度在10m～28m范围取值，对桩身最大水平位移，锚杆最大轴力进行分析。
工程实践表明，基坑坑角抑制了其临近区域位移，表现出明显的坑角效应，因此，在比较锚杆各项参数对支护结构影响的前提下，选取影响较大的参数对基坑的坑角效应进行分析。
2.3 数值模型建立
为较好地模拟深基坑的变形情况以及反映出基坑的坑角效应，本文采用三维数值模型进行计算，并充分利用结构及荷载的对称性。根据工程经验，基坑开挖的影响深度为开挖深度的2倍～4倍，影响宽度为开挖深度的3倍～4倍[4,5]。
本文计算的基坑长为80m、宽为40m、深度为10m的基坑进行计算分析。为了简化模型，利用其对称性，取其1/4进行计算，因此，三维数值计算模型长为80m，宽60m，深30m。土体用六面体单元（8节点）模拟，桩和锚杆均使用3维梁单元模拟。三维模型及网格划分如图1所示，桩和锚杆布置如图2所示。模型中，节点20 336个，土体单元18 000个，桩、锚杆单元共713个，土体单元与桩、锚杆单元在节点处位移连续。另外，根据此问题的特点，对位移边界条件做如下处理：基坑底面完全固定，四周的表面分别施加沿法线方向的约束。
3 结果及分析
3.1 锚杆弹性模量对水平位移及锚杆轴力的影响
根据计算结果，不同锚杆弹性模量时，桩身水平位移、桩身弯矩沿桩身以及锚杆轴力沿锚杆的变化，如图3、图4、图5所示。
图3中曲线显示，随着锚杆弹性模量的增大，支护桩的桩身位移逐渐减小，在开挖面以上，位移减小较为明显，尤其是支护桩的顶部。图4中曲线说明，桩身弯矩曲线在基坑开挖面处存在反弯点；开挖面以上，随锚杆模量增大桩身弯矩略有增加，峰值点出现在地面以下6m处；开挖面以下，与上部弯矩方向相反，随锚杆模量增大桩身弯矩略有减小，桩身最大弯矩出现在地面以下14m处，随锚杆模量增大，桩身弯矩两峰值点的绝对值靠近。由图5可以看出，随着锚杆弹性模量的增大锚杆轴力逐渐增大，且在整个锚杆长度范围，锚杆轴力的增加相近。因此，适当增加锚杆弹性模量参数，可以有效减小结构水平位移，在一定程度上减小桩身最大弯矩，但也不宜过大，否则会引起锚杆轴力过大，发生抗拉破坏。
3.2 锚杆倾角对桩身水平位移的影响
计算结果表明，锚杆倾角对桩身弯矩和锚杆轴力影响较小。因而，这里只分析锚杆倾角对桩身最大位移的影响。在锚杆倾角由0°～45°变化时，桩身最大水平位移变化如图6所示。从图6中可以看出，倾角在10°～25°变化时，桩身最大位移较小，且变化不大，均在57mm左右；当倾角大于30°时，桩身最大水平位移随角度增加明显增大；当倾角为45°时，达到最大值66mm，比最小位移大9mm。
当锚杆角度超过40°时，施工难度大增[6]。因此，在此工程条件下，锚杆角度不宜大于30°，最好取10°～25°之间。基坑工程手册中提到：锚杆角度一般采用水平向下15°～25°，不应大于45°[7]。本文的结论与基坑工程手册较为相符。
3.3锚杆锚固长度对桩身位移及锚杆轴力的影响
图7和图8反应了锚杆锚固长度对结构水平位移的影响以及锚杆轴力的影响。随着锚固长度的增加，桩身最大水平位移逐渐减小，锚杆轴力逐渐增大。工程中可以适当增加锚固长度，使锚杆的抗拉性能得到充分发挥，避免浪费，并应符合相关规定，锚杆自由长度不宜小于5m并应超过潜在滑裂面1.5m[8]。
3.4 锚杆弹性模量对坑角效应的影响
大量的工程实践证明，基坑坑壁中部范围的位移值大于坑角附近的位移值，基坑坑角抑制其临近区域位移的发展，存在明显的坑角效应。由以上分析可以看出，本文讨论的三种参数中锚杆弹性模量的变化对结构的内力、水平位移影响较大，因此在这里仅对不同锚杆弹性模量条件下基坑的坑角效应进行分析。
图9为随着锚杆弹性模量的变化，支护桩沿基坑长边的最大水平位移变化图。可见，随着锚杆弹性模量的增加，桩沿基坑长边的最大水平位移逐渐减小；而坑角效应范围的变化并不大，均在距坑角8m区域内；在这一范围内，沿坑边桩身最大位移迅速减小，直至坑角处达到最小值。工程中可以利用基坑的坑角效应，在相应范围内适当减小锚杆的数目、或适当降低锚杆的参数，以达到节约成本的目的。
图10以本文桩锚支护结构为例，将全部锚杆弹性模量E取为1×11Pa，与降低坑角附近10m范围内的锚杆模量E为5×1010Pa、而在其它部分仍取为1×11Pa的情况下，基坑长边桩身的最大水平位移的对比情况。可见，在坑角附近10m范围内，位移有所增大，接近此区域外即基坑边中部的位移。支护结构整体的最大水平位移并没有明显变化，可以看出，利用基坑的坑角效应，在坑角附近适当降低锚杆参数是可行的。
4 结论
1）适当增加锚杆弹性模量可以有效减小桩锚支护结构水平位移，在一定程度上减小桩身最大弯矩，但也不宜过大，否则可能导致锚杆发生抗拉破坏，且不经济。
2）在此工程条件下，锚杆倾角不宜超过25°在10°～25°之间取值比较合理。
3）适当增加锚杆的锚固长度，可以使支护结构水平位移减小，锚杆轴力增大，但应符合相关规范要求。
4）利用基坑的坑角效应，可以在不影响支护结构最大水平位移的条件下，在坑角附近适当选用较低弹性模量的锚杆是可行的。
通过对锚杆弹性模量、锚杆倾角、锚固长度设计值的优化组合，可以减小桩锚支护结构水平位移，达到优化设计、充分利用材料性能的目的。
参考文献
[1]刘岸军,钱国桢,龚晓南.土层锚杆和挡土桩共同作用的非线性分析及其优化设计[J].岩土工程学报,2006,28(10):1288-1291.
[2]谢晓红,蒋青光,王佳亮.桩锚和土钉在基坑支护中的应用[J].西部探矿工程,2010,22(7):5-8.
[3]王立明,高广运,郭院成.单支点桩锚支护结构的侧移计算[J].地下空间与工程学报,2005,1(4):510-513.
[4]刘建航,侯学渊.基坑工程手册[K].北京:中国建筑工业出版社,1997.
[5]秦四清,等.深基坑工程优化设计[M].北京:地震出版社,1998.
[6]童吉元,王靖涛.土层锚杆技术问题探讨[J].土工基础,2004,18(1):41-43.
[7]刘国彬,王卫东.基坑工程手册(第二版)[K].北京:中国建筑工业出版社,2009.
支护参数确定 篇6
1、锚杆支护参数校核
(1) 按照锚杆杆体承载力与抗拉强度原则确定锚杆直径锚杆锚固力Q等于锚杆杆体承载力P, P=πd2fa, 由P=Q得:
公式:Q———取70k N (直径18圆钢锚杆规定60k N)
fz锚杆抗拉强度 (五盘区材料进场锚杆抗拉强度465MPa)
(2) 顶锚杆通过悬吊作用, 帮锚杆通过加固帮体作用, 达到支护效果的条件, 应满足:L≥L1+L2+L3
式中L———锚杆总长度, m;
L1———锚杆外露长度 (包括钢带、托板、螺母厚度) , 0.05m;
L2———有效长度 (顶锚杆取围岩松动圈冒落高度b, 帮锚杆取帮破碎深度c) , m, b=B/2f顶
式中B———巷道掘进巷宽;
F顶———顶板岩石普氏系数, (考虑留有顶煤, 顶板有泥岩取4.0) ;
ω———两帮围岩的似内摩擦角, ω=arctan (f顶) 。
L3———锚入岩 (煤) 层内深度, 按照锚固力黏结力 (πd fc L3) 等于杆体屈服或拉断承载力 (πd2fa) , L3=dfa/4fc
fa———锚杆抗拉强度 (按照五盘区材料进场检测报告取465MPa)
fc———锚干与锚固剂的黏结强度 (取5MPa)
L≥50mm+B/2f顶+dfa/4fc=50mm+5400/2×4+18×465MPa/4×5MPa=50mm+675mm+419mm=1144mm=1.2m, 所以18×2100圆钢锚杆合格。
(3) 锚杆间排距
根据每根锚杆悬吊岩石载荷大下确定间距a与排距b (取a=b) , 及锚杆悬吊岩石 (G=a2L2γ) 等于锚杆的锚固力 (Q) , 在考虑安全系数K的情况下:
fa———锚杆抗拉强度, 465MPa;
k———安全系数, 一般取2; (松散系数)
L2———有效长度 (顶锚杆L2取2100-50-419=1631mm) ;
γ———岩体容重, 25.6 k N/m3
锚杆采用间排距:1.2m×1.2m, 能满足支护要求。
确定锚杆根数;n=B/a=5.4/1.2=4.5根, 取5根, 故5根锚杆变4跟设计支护强度不够。
2、锚索长度校核
应满足L=La+Lb+Lc+Ld式中L———锚索总长度, m;
La———锚索深入到较稳定岩层的锚固长度, m;
其中:
K———安全系数, 2;
d1———锚索直径, 17.8mm;
fa———锚索抗拉强度 (N/mm2) , 1860MPa;
fc———锚索与锚固剂的黏合强度, N/mm2;
Lb———需要悬吊的不稳定岩层厚度, 2.5m;
Lc———托板及锚具的厚度, 0.05m;
Ld———外露张拉长度, 0.3m;
3、悬吊理论校核锚索排距
式中L———锚索排距, m;
B———巷道最大冒落宽度, 5.4m;
H———巷道最大冒落高度, 2 m; (最大取锚杆长度)
γ———岩体容重, 25.6k N/m3 (包括顶煤+直接顶)
L1———锚杆排距, m,
F1———锚杆锚固力, k N;70
F2———锚索极限承载力, k N;
θ———角锚杆与巷道顶板的夹角, 75°;
n———锚索排数, 取1。
4、加强锚索数目的校核
式中N———锚索数目;
K———安全系数;2
P断———锚索最低破断力, k N;360
W———被悬吊岩石的自重, k N;
其中:B———巷道掘进巷宽, m;
D———锚索间排距, 2.2m;
∑h———悬吊岩石厚度, m;
∑γ———悬吊岩石平均容重, k N/m3。
二、五盘区主运大巷锚杆变更设计不可行论证分析 (引用)
1、2009年12煤受二次采动影响巷道支护参数 (1) 支护方案
受一次采动影响巷道断面尺寸:5.4×3.8m;联巷断面尺寸:5.0×3.7m。受一次采动影响巷道支护方案如下:
(1) 顶板采用锚杆+锚索+钢带+金属网联合支护, 锚杆使用Φ16mm×1800mm圆钢锚杆, 排距1.2m每排4根。锚索使用Φ15.24mm×6500mm锚索, 间排距2.4m。圆钢带规格为4000mm×230mm×2.2mm。顶网为5.6mm金属网 (网孔45mm×45mm) ;
(2) 正帮采用玻璃钢锚杆+木托盘+塑料网联合支护, 帮锚杆使用规格为Φ18mm×2000mm的玻璃钢锚杆, 排距1.2m, 每排3根。帮网为3.6m宽塑料网;
(3) 副帮采用圆钢锚杆+木托盘+圆钢钢带+金属网联合支护, 锚杆使用规格为Φ16mm×1800mm的圆钢锚杆, 排距1.2m, 每排3根。帮网使用10#铅丝网 (网孔45mm×45mm) 。圆钢钢带规格为Φ10mm×3900mm。
(4) 联巷采用锚杆+钢带+网片联合支护, 锚杆使用Φ16mm×1800mm圆钢锚杆, 排距1.2m, 每排4根。顶网为5.2mm金属网 (网孔45mm×45mm) 。联巷两帮采用锚杆+横钢带+网片联合支护, 锚杆使用Φ16mm×1800mm圆钢锚杆, 排距1.2m, 每排3根。帮网为金属网 (网孔45mm×45mm) 。如下图所示:
2、支护强度验算
(1) 每米巷道顶板岩石压力计算
式中:Pt-顶板岩石压力, k N/m2;
h-支护高度, m;取2.5 m
γ-顶板岩石重力密度, t/m3;取2.5t/m3
κ-直接顶厚度与支护高度之比;取2
(2) 每米巷道主动支护强度计算
Pt=锚索支护强度+锚杆支护强度= (2×196.2+8×76.4) / (2.4×5.4) =77.4k N/m2
(3) 结论
根据理论计算巷道内主动支护强度是顶板压力的63%, 未达到80%。
三、结论
(1) 锚杆支护参数校核系统确定支护参数较合理。
(2) 经验数据库对支护参数校核效果方法合理, 实际应用效果较好。
参考文献
[1]何满潮, 等.中国煤矿锚杆支护理论与实践[M].北京:科学出版社, 2004.
支护参数确定 篇7
掌握巷道围岩变形破坏规律、围岩与支护体相互作用关系,对认识支护对象、合理进行巷道锚杆支护设计具有重要意义,国内外学者对此做了大量的研究并取得丰硕成果,在生产实践中起到积极的指导作用。康红普[1]等在分析锚杆支护作用机制的基础上,提出高预应力、强力支护理论,强调锚杆预应力及其扩散的决定性作用。刘洪涛[2]等为解决大变形巷道支护成本高、效果差的技术难题,研发了一种新型可接长锚杆。戴俊[3]等基于围岩与锚杆共同作用原理,通过锚杆受力监测,对锚杆支护参数进行设计,有助于充分发挥锚杆支护的优越性。
本文以保德矿88109工作面运输平巷为背景,在原锚杆支护效果不理想的情况下,研究强力锚杆支护系统在保德矿88109工作面运输平巷支护效果,并对巷道锚杆支护参数优化进行研究,确定了优化参数的支护方案。按照支护方案进行现场工业试验,并对现场巷道支护效果进行了分析。
1 工程背景
保德矿当前主采煤层8#煤,煤厚平均为5.07m,倾角为2°~5°。煤层直接顶为8.03m的砂质泥岩,水平层理;老顶为10.97m的粉砂岩及中粒砂岩,以长石、石英为主,顶板不稳定岩层4m~6m;直接底为15.57m的泥岩,半坚硬,块状结构水平层理,泥质胶结,遇水易膨胀变软。地应力测量结果表明最大水平主应力值为22.63MPa,方向为N39.7°E;最小水平主应力值为15.64MPa,垂直主应力为18.38MPa。
保德矿88109工作面运输平巷巷道断面均设计为矩形,跨度为5.0m,高度为3.5m,断面面积17.35m2,埋深114m~205m。该巷道原支护方式为负帮采用A3圆钢锚杆、网联合支护,锚固形式为端头锚固,锚杆采用五花布置,间排距为1050mm×750mm,锚杆型号:φ16×1800mm的A3圆钢锚杆。正帮采用玻璃钢锚杆、网联合支护,锚固形式为端头锚固,锚杆采用五花布置,间排距为1050mm×750mm,锚杆型号:φ18mm×2000mm的玻璃钢锚杆。顶板采用锚杆、锚索、钢带联合支护,共布置五根锚杆,锚固形式为端头锚固,锚杆间排距为1000mm×1000mm,顶锚杆型号:φ18mm×2000mm的A3钢锚杆;树脂型号:CK型φ23mm×350mm。锚索采用五花布置,间排距为2500mm×1500mm,锚索型号:φ15.24mm×6500mm,采用三个超快锚固剂进行端锚,如图1所示。
该巷道现大部分已出现网兜状,锚杆被拉入顶煤内形成肚脐状凹坑,工作面回采时在顶板补强加固了大量锚杆和锚索,支护强度增强,但仍时常有局部冒顶事故发生。为保障工作面的安全生产,对回采巷道锚杆支护方案及参数进行优化是十分重要和必要的。
2 回采巷道锚杆支护参数优化设计
2.1 初次支护分析与设计
为防止空顶距离过大,连续采煤机完成一个循环的割煤后,调机进入联巷,锚杆机进入巷道顶头进行第一次支护。支护时顶板采用A3圆钢锚杆、钢带、金属网联合支护,共布置五根锚杆,锚固形式为端头锚固,顶网距正帮100mm~200mm。为了使A3圆钢锚杆能与加强支护的螺纹钢全锚锚杆相互配合、相互协调,把A3圆钢端锚锚杆布置在两排全锚锚杆之间,即排距为2.4 m。
选用支护材料型号如下:顶锚杆型号:Ф 18mm×2000mm的麻花式A3圆钢锚杆;树脂型号:CK型Ф 23mm×350mm;托盘规格:120mm×120mm×8mm;顶钢带规格:Ф 12mm×80mm×4160mm;金属网:顶网1400mm×5600mm。
2.2 加强支护分析与设计
滞后施工支护50m进行补强支护,加强支护方案如下:顶板采用左旋螺纹钢锚杆、钢带和锚索联合支护,锚杆共布置六根,间排距为900mm×1200mm,两边的两根顶锚杆与水平夹角为75°,锚固形式为加长锚,药卷型号为一快两慢。锚索与初次支护锚杆布置在同一断面上,锚索间排距为2500mm×2400mm,锚索采用三个超快锚固剂进行端锚,并用设计的钢带将锚索沿巷道掘进方向两两相连。
最终确定试验巷道的支护方案如图2所示。
选用支护材料、型号如下:顶锚杆型号:Ф 20mm×2600mm的左旋螺纹钢锚杆;树脂型号:K型Ф 23mm×500mm,M型Ф 23mm×600mm;钢带规格:Ф 12mm×80mm×4660mm;锚索支护材料选用如下:锚索型号:Ф 15.24mm×6500mm;树脂型号:CK型Ф 23mm×500mm;托盘规格:300mm×300mm。
3 优化方案支护效果数值模拟研究
根据88109工作面运输平巷巷道设计锚杆支护参数,对受釆动影响的运输平巷的顶板垂直应力和塑性变化进行模拟研究,模拟先开采88109工作面,然后开采88110工作面。
图3为一次采动影响巷道应力和塑性区变化,可以看出,一次采动后,巷道垂直应力为2.0MPa,顶板塑性区高度为0.5 m,宽度为4.0m;胶运巷垂直应力为2.0MPa,顶板塑性区高度为0.5m,宽度为3.4m。
图4为二次采动影响巷道应力和塑性区变化,可以看出,二次采动后,巷道垂直应力为2.0MPa,顶板塑性区高度为0.5m,宽度为4.4m。
一次采动和二次采动后应力变化不大,塑性区高度没有变化,只是宽度略有增加,说明顶板采用4根锚杆,间距为1.1 m的支护参数是合理的。
4 巷道矿压监测
4.1 深基点位移变化
通过对88109和88110工作面开采过程中巷道基点位移监测,得两工作面开采时基点位移变化如图5所示。
在工作面超前0~160m范围内,各深基点基本上没有变化。当工作面推过测点后,受侧向采空区顶板垮落、下沉影响,顶板深基点位移始终没有发生变化;两帮深基点位移逐渐增加,到-250m时变形稳定。割煤帮5m、2.5m、1m深基点的位移为9mm、10mm、8mm,煤柱帮5m、4m、2.5m、1m深基点的位移为38mm、37mm、38mm、25mm,采动影响范围为0~-220m。
由图分析可知:两工作面回采后,在工作面超前范围内,对试验巷道的变形基本上没有影响;受侧向采空区顶板垮落、下沉影响,试验巷道顶板、两帮深基点位移逐渐增加,影响滞后距离为220m~240m,平均为230m;在滞后影响阶段,煤柱范围内顶板深基点基本没有变化,煤柱范围内割煤帮深基点最大变化为9mm~20mm,煤柱帮深基点最大变化为19mm~38mm。总体上来说,顶板变形较小,顶板锚杆(索)参数的设计是合理的。
4.2 锚杆受力载荷变化
图6为初次锚杆受力载荷变化,分析表明,在一次回采超前影响阶段,初次锚杆受力载荷没有变化;在滞后影响范围内,受侧向采空区集中应力作用,锚杆受力载荷增加,煤柱帮锚杆载荷为1.5MPa~10MPa,顶板锚杆载荷为1.25MPa~5MPa,煤体帮锚杆载荷为1.25MPa~8MPa。在二次回采超前影响阶段,锚杆载荷没有变化,不受二次回采的影响。
图7为补强锚杆受力载荷变化,分析表明,其变化规律与初次锚杆受力载荷一致,顶板锚杆受力载荷为1.25MPa~22.5MPa。
综合锚杆受力载荷变化分析可知,在一次回采超前影响阶段,初次锚杆受力载荷没有变化;在滞后影响范围内,受侧向采空区集中应力作用,锚杆受力载荷增加。在二次回采超前影响阶段,锚杆载荷没有变化,不受二次回采的影响。
初次支护煤柱帮锚杆载荷为1.5MPa~13MPa,顶板锚杆载荷为1.25MPa~14MPa,煤体帮锚杆载荷为1.25MPa~14MPa。补强支护顶板锚杆受力载荷为1MPa~22.5MPa,实践表明,锚杆支护效果良好。
5 结论
(1)对保德矿8#煤层回采巷道锚杆支护参数进行优化设计。锚杆长度为2.0m,锚杆直径采用18mm,锚杆排距取1.0m,每排5根锚杆,间距为1.0m,均匀布置,锚杆材质采用A3圆钢,额定锚固力50k N,锚固方式为端锚;锚索长度为6.5m,采用五花布置,间排距为2500mm×1500mm。
(2)利用数值模拟方法对受釆动影响的运输平巷的顶板垂直应力和塑性变化进行研究,结果表明巷道在一次采动和二次采动后应力变化不大,塑性区高度没有变化,巷道支护优化方案是合理的。
(3)试验巷道矿压监测表明:巷道掘进阶段、一次回采阶段及滞后影响阶段深基点位移基本没有变化;在一次回采超前影响阶段,初次锚杆受力载荷没有变化;在滞后影响范围内,受侧向采空区集中应力作用,锚杆受力载荷增加。在二次回采超前影响阶段,锚杆载荷没有变化,不受二次回采的影响。实践表明,优化的锚杆支护方案支护效果良好。
摘要：针对目前煤矿巷道锚杆支护设计尚存在不足,锚杆锚固能力未能充分发挥,支护效果不佳的情况,本文以保德矿88109工作面运输为主要研究对象,采用理论分析、数值模拟、现场观测等研究手段对该巷道锚杆支护技术进行了分析和研究,确定了保德煤矿巷道的锚杆支护方案和参数,并对该设计方案在实施中进行了监测,监测结果表明新方案支护效果明显优于原支护方案。
关键词：回采巷道,锚杆支护,支护方案,参数优化
参考文献
[1]康红普,等.煤矿巷道锚杆支护应用实例分析[J].岩石力学与工程学报,2010,29(4):649-664.
[2]刘洪涛,等.大变形巷道顶板可接长锚杆支护系统性能研究[J].煤炭学报,2014,39(4):600-607.
新城金矿采场支护参数设计 篇8
金属矿山深部采场地压管理的方法有多种, 比如:崩落围岩, 让围岩应力重分布, 从而达到新应力平衡;充填采空区, 让充填体支撑围岩, 从而保证围岩的稳定性;采用适当支护方法, 来支撑回采采场, 保证采场围岩稳定;预留部分支撑矿柱, 充分利用围岩自身强度, 来保证采场稳定性。但具体到某一矿区, 其处理方法不能一概而论, 要结合矿山实际情况, 选择一种最安全、高效、经济、便利的支护方法, 保证矿山生产的正常进行。对于水平分层充填采场, 通常的顶板处理方法就是锚固。
1 砂浆长锚索作用机理
螺纹钢注浆锚杆或者长钢丝绳注浆锚杆就是我们所说的长锚索, 作为加固岩层技术的一种, 其实质是首先在岩层中进行较深钻孔的钻凿, 之后, 在这些钻好的孔中放入钢丝绳或螺纹钢, 并把这些孔口用木塞堵好, 最后插入塑料管做全孔注浆。所以, 锚固岩体的稳固性和整体性会在使用长锚索支护后得到很大的改善, 并且其他的锚固作用也能得到更加充分的发挥, 比如组合梁作用、悬吊作用和挤压加固作用等。锚索的悬吊作用图见图1。
2 锚索网度的计算设计
1860MPa级1×7-15.24mm钢绞线的设计抗拉强度1320MPa, 取η=0.99, 要想求得钢绞线抗拉荷载设计值, 可知:
采场顶板总压力即冒落拱重量为:
整个采场顶板共需要安装的锚索根数:
锚索网度面积:
故锚索的支护设计网度见表1。
3 锚索网度的经济优化选择
为了确定一组相对安全、经济的锚索支护网度, 对上述的几组锚索网度参数进行经济比对分析, 在满足工程各项基本要求的基础上, 选择出最优、最合适的锚索支护网度, 表2是其具体的分析过程。
分析上述设计的5组锚索网度参数, 并经过严密细致的的经济对比可知, 当锚索网度使用3.0m×2.4m的布置方案时, 不仅使用的锚索数量最少, 使用的钢绞线也是最少的, 所以本着节约成本的原则, 再加上采取该方案在国外的可行性经验, 本处拟选取的长锚索网度参数是:3.0m×2.4m, 故现今矿方采用的锚索网度参数能够满足安全要求。
此时, 在二步采场每个横断面需要安装锚索根数为:
取m1=3, 考虑到很多客观因素的限制, 在实际的锚索施工过程中, 网度并不是一成不变的, 也可以进行适当的调整, 最好是把断面锚索控制在2~4根之间。
4 锚索长度的确定
每根锚索所要承受的设计荷载和锚索长度的确定有着直接的关系, 每根锚索所承受的冒落拱的重量就是锚索承受的设计荷载, 由公式可得每根锚索分摊的冒落拱重量:
根据新城金矿实际情况, 并参考相关资料, 由式可得锚索锚固段长度:
考虑到诸多客观条件的限制, 本着提高生产效率、减少施工作业时间的原则, 在吸取国内外成功经验的基础上, 再结合分析新城金矿的实际情况, 本文按锚索锚固一个分段即三个分层进行长度设计, 由式 (1) 可得锚索设计长度:
由上述计算过程可知, 使用270级钢绞线制作的锚索进行支护时, 锚索设计网度为3.0m×2.4m, 锚索设计长度为13.0m。按照上述计算参数进行施工, 能够保证三个分层高度的安全回采, 待三个分层回采完毕须对锚索接续, 从而保证整个中段的安全开采。其中, 钢丝标准抗拉强度1860MPa, 每束钢绞线由7根钢丝组成, 每根锚索由1束钢绞线组成, 公称直径15.24mm;注浆材料为水泥浆液, 水泥为425#普通硅酸盐水泥, 采用封孔注浆的方式注浆。
5 总结
本章通过分析国内外矿山的长锚索支护的相关经验, 再结合自身的实际情况, 选择了用砂浆锚索支护方案进行预控顶处理。然后分析了现阶段锚索参数设计的一些主要理论, 综合考虑各因素之后, 最终选择了普氏理论和工程类比的方法进行锚索参数的设计, 最后的锚索参数是:网度3.0m×2.4m, 长度13.0m。
参考文献
[1]周爱民, 等.我国有色矿山的主要技术成就与差距.第六次全国采矿学术会议.
[2]冶金部科技司矿山处.黑色冶金矿山采矿技术发展的四十年.金属矿山.