高应力集中区

2024-08-16

高应力集中区（精选9篇）

高应力集中区篇1

摘要：随着矿井不断向深部开拓, 冲击地压在各种危害中变得尤为突出, 给安全生产带来了巨大的隐患。阐述了在姚桥煤矿7267工作面机巷掘进期间使用钻屑法预防冲击地压, 取得了良好的效果。

关键词：冲击地压,钻屑法,钻屑法检测

0 引言

随着煤矿不断向深部开采, 冲击地压的显现越来越严重, 给安全生产带来了巨大的威胁。姚桥矿7267工作面机巷, 水平在-650 m以下, 有明显的冲击地压倾向, 出现了煤炮不断、卡钻等现象。为确保安全生产, 采用钻屑法处理高应力集中区, 取得了较好的效果。

1 钻屑法检测的具体应用

1.1 钻屑法的定义及一般规律

(1) 钻屑法是一种探测煤壁局部压力峰值大小的方法, 是通过在煤层中打直径42～50 mm的钻孔、根据排出的煤粉量及其变化规律和有关动力效应、鉴别煤层压力分布规律的一种方法。

(2) 钻屑法的一般规律。当钻孔进入煤壁时, 钻孔周围煤体过渡到极限应力状态, 煤体越多, 排粉量也不断增多。

(3) 钻屑量指数。钻出煤粉量与正常排粉量之比。

(4) 动力效应。动力效应是指卡钻、跳动、出现震动或声响等现象。

1.2 钻屑法在7267工作面的具体应用

(1) 施工标准孔, 测定标准排粉量。为了更加准确地测定7267工作面机巷应力分布情况, 必须先在压力正常区域施工标准孔, 钻孔深度为8 m, 孔径为42 mm。2012年3月16日于7267材料道往里10 m、工作面煤壁一帮底板往上1.5 m处施工第一个标准孔。此标准孔1～8 m的排粉量分别为1.98、2.1、2、2.45、2.35、3、3.1、3.25 kg, 计算得出标准排粉量为2.536 kg。用同样的方法重新做了1个标准孔, 综合以上2孔, 7267工作面钻屑法标准排粉量为2.5 kg/m。

(2) 加强钻屑法检测, 探测应力分布情况。为探测机巷高应力集中区分布情况, 迎头往外30 m的范围内工作面上帮打8 m深的探孔2个 (10 m和20 m各1个) 。打钻孔的频率规定为, 当检测孔钻屑量指数小于1.1时, 每3 d打1次检测孔;当钻屑量指数在1.1～1.3之间时, 每2 d打1次检测孔;当钻屑量指数大于1.3时, 每1 d打1次检测孔。要用钻屑法进行泄压, 并及时汇报调度室采取措施进行处理。

2 掘进面基本概况

姚桥矿7267工作面处于掘进工作状态, 材料道已掘进完毕, 开切眼正由材料道端口向溜子道端口掘进。由于采深较大, 导致工作面原岩应力较高, 加之7269工作面残留煤柱的叠加影响, 导致7267工作面应力集中程度较高, 致使冲击危险性较高。2012年4月20日早班, 通过对7267溜子道进行钻屑法 (42 mm) 检测, 1#孔钻到3.5 m深时有煤炮、卡钻, 致使钻杆不能拔出;重新打2#孔, 当2#孔打到5 m深时有煤炮、卡钻, 钻杆不能拔出, 煤粉重量达到14.4 kg/m, 出现吸钻现象且多数为颗粒状煤粉。由此可知, 7267溜子道掘进期间迎头后方应力集中明显, 冲击矿压危险性突出。鉴于此, 对7267工作面进行钻屑法泄压。

3 冲击危险区域防治措施

3.1 迎头卸压方案

掘进前垂直于迎头煤壁每组打3个大直径卸压钻孔。钻孔距离底板1.5 m, 大直径钻孔孔深20 m, 间距1.5 m, 孔径110 mm以上 (若不能提供直径110 mm以上的钻头, 可用3个42 mm的钻孔代替1个大直径钻孔) , 钻孔呈正三角眼布置, 底排孔距底板1.5 m, 顶孔距底板2.5 m。若巷道围岩破碎, 应适当加大钻孔深度。在打钻卸压的过程中, 如果出现吸钻现象, 即煤粉钻自动向钻孔推进, 此时要抱紧钻向回抽, 促使煤粉全部排出, 不再出现吸钻现象, 方可向里推钻, 直至打到理想的深度进行排粉泄压。

3.2 两帮卸压方案

卸压钻孔布置示意图如图1、2所示。

溜子道迎头后方30 m范围内, 煤壁侧垂直于实体煤帮每隔1.5 m打一个大直径卸压钻孔, 按三花眼布置, 距离底板1.5 m, 孔深15 m, 孔径110 mm以上 (根据现场实际情况, 若不能提供110 mm以上的钻头, 可用3个42 mm的钻孔替1个大直径钻孔) 。煤柱侧无需卸压。若巷道围岩破碎, 应适当加大钻孔深度。在打钻的过程中, 要选好打钻的角度, 防止破坏支护锚杆, 尤其是打上部眼时, 要根据巷道的走向角度确定打眼角度, 防止打到顶板上, 减弱防冲的效果。

4 结论

通过使用钻屑法对7267机巷煤体应力分布情况的探测, 划定了机巷应力集中区, 并针对其区域采取钻屑法进行卸压, 卸压效果非常明显。卸压后该区域的钻屑量指数明显降低, 压力显现正常, 煤炮次数明显减少, 取得了较好的效果, 确保了安全生产。

高应力集中区篇2

高应力条件下的上游法尾矿砂土抗剪强度分析

通过对某大型尾矿库高应力条件下的物理性、抗剪强度的`对比分析,对尾矿砂土高应力条件下内摩擦角φ值的影响因素进行了初步分析.尾矿砂土在高应力条件下,其颗粒会产生二次破碎及粒间重组,导致其内摩擦角相应变小.

作者：周庆云张晓玲李育红孙健 ZHOU Qing-yun ZHANG Xiao-ling LI Yu-hong SUN Jian 作者单位：中国有色金属工业昆明勘察设计研究院,云南,昆明,650051刊名：有色金属设计英文刊名：NONFERROUS METALS DESIGN年，卷(期)：36(1)分类号：P642.11+6关键词：尾矿砂土高应力抗剪强度

高应力集中区篇3

关键词:被动工艺主动工艺一次成井经济效益

0 引言

庞庄煤矿为开采-1025水平以下水平的煤炭资源,设立缓冲中转站,设想开掘-1025西二下山采区储煤仓,以实现-1025水平以下山西组煤层工作面的煤炭上运;-1025西二下山采区储煤仓位于-1025m水平,处于深部高应力地区,储煤仓净深为25m,由于传统的单一混凝土支护工艺和打锚杆扎钢筋网喷浆支护工艺,为被动的支护方式,混凝土支护工艺稳定性差,锚杆处于等劲状态,钢筋网不连续接茬,不能适应深部高应力地区实际情况,今优化改进为一掘一初喷一锚网梁支护而后复喷一次成井新工艺,变等劲被动锚杆为主动支护锚杆,金属网压茬联网较好,锚杆的扭矩达到标准要求后复喷50～70mm混凝土。

1 概况

1.1 储煤仓的基本情况庞庄煤矿1025西二下山采区储煤仓位于-1025m水平,该煤仓的建成可上运-1025西二下山采区山西组煤层工作面采掘的煤炭,该储煤井处于高应力地区,储煤仓净深为25m,下口标高为-1025.5m,上口标高为-1000.5m,(见图1)。

煤仓由上锁口、仓身、下锁口组成,上锁口,高度为1.55m,上口直径为5.0m,仓身为20.5m,仓身净断面直径5m,毛断面直径5.3m,下锁口高度为3.5m,上、下锁口均采用双层钢筋网混凝土浇灌,下锁扣并上护壁钢梁,并在下口硐室锁口两侧各打两根锚索增加支护强度,仓身改为光爆后→初喷成型→锚网梁支护→复喷一次成井新工艺。

1.2 煤仓的地质情况

煤仓自上而下依次揭露的岩性为页岩、砂质页岩、砂岩,岩层层理发育,为单斜结构。

2 施工工艺

2.1 反井施工工艺

反井施工前,由徐矿集团建井处将反井钻机LM-120安装在煤仓上口,自上而下钻进Φ244mm导向孔,导向孔钻透后,安装扩孔钻头由下而上扩孔,根据岩石软硬控制钻进速度,给定拉力,扩孔后反井直径为1.2m。反井钻机的应用改变了原来自下而上炮掘反井的施工工艺,保证了反井施工的安全、高效,降低了坑木的消耗。

2.2 仓身的施工工艺

煤仓仓身的施工工艺采用一掘一初喷一锚网梁支护而后复喷一次成井新工艺。自上而下逐排锚杆施工,锚网梁距刷大面不超过1.2m,复喷距刷大面不超过2.6m。

2.2.1 仓身施工人员上、下为保证煤仓施工的安全顺利进行,施工人员上、下非常关键,在上锁口浇灌时预留人行孔,在人行孔往下打软梯,软梯采用钢丝绳软梯采用两根Φ15.5mm钢丝绳做软梯,用12#两头带丝扣钢筋当横撑,插入钢丝绳内,两边上紧螺帽;软梯宽度500mm,间距300mm。在煤仓上口在煤仓方向帮打6根专用锚杆,距离底板500mm,每组3根,每组的锚杆间距为300mm,两组锚杆间距为500mm,用配套的元宝卡子将两根软梯钢丝绳分别与两组锚杆固定(每根钢丝绳与3根锚杆连结固定)。必须在上下人员腰间系牢保险绳,保险绳使用Φ25mm的棕绳,上、下人员采取“双保险”管理方法。

2.2.2 仓身爆破仓身掘进采用同心圆炮眼布置的方式,炸药选用3级煤矿许用乳化炸药,1～5段毫秒延期电雷管,在反井孔外布置3圈68个炮眼,炮眼深度为0.9m,根据岩石的硬度适当改变装药量,以保证光爆的效果,爆破后矸石从反井钻孔下溜,在下部硐室采用耙装机扒装矸石,电瓶车外运。(见图2)

2.2.3 仓身支护锚网梁喷支护机理仓身支护采用锚网梁喷支护,即光爆后→初喷成形→锚网梁支护→复喷一次成井的循环作业方式。一次成井施工工艺,初喷圆滑平整,复喷均匀成形防止围岩风化,充分发挥锚杆与围岩相互作用改变围岩的受力状态,增加抗弯、抗剪能力,提高围岩强度,充分利用围岩自身承载能力来抵抗围岩压力,岩性为页岩地段在锚网梁喷的基础上辅以锚索补强支护,发挥锚索预应力大的作用,使围岩在锚索的弹性压缩下形成“承载拱”,提高围岩的整体性和内在抗力,增强围岩整体性和稳定性。煤仓锚网梁喷索联合支护技术,突破了传统的支护形式,解决了深部高应力区及复杂地质条件下支护难题。

2.2.4 仓身锚网梁喷支护参数的选用通过工程支护参数的类比和理论计算,煤仓选用Φ22mm左旋无纵筋等强锚杆,长2400mm,间距700mm,排距为700mm,碟形托板,锚杆数量,24根/周;金属网为8#防锈铁丝编制而成的菱形网,网格80mm×80mm,网长5000mm,宽900mm,金属网搭茬长度100～200mm,采用双股14#铁丝联网,连接点间距小于200mm;金属托梁为Φ12mm的圆钢焊制,宽度70mm;喷射混凝土厚度为150mm,初喷80mm,复喷厚度50~70mm,以将锚网梁覆盖不可见为准。

2.2.5 锚索支护参数选用岩性为页岩地段在锚网梁喷的基础上增加锚索补强支护,锚索选用1860级7股钢绞线,规格为Φ18.9mm,锚索长度6.3m,锚索采用MSCK 2380和MSCK-Z 2350树脂锚固剂,锚索布置,间距4m,排距为2.1m,4根/排,外露长度200mm,锚索托板使用20#槽钢,长度400mm,中间加焊150mm×150mm×10mm的钢板,中部孔径20mm,使用气动式锚索张拉千斤顶进行张拉紧固,预紧力达到120～140KN以上。

3 工艺特点

煤仓采取光爆后→初喷成形→锚网梁支护→复喷一次成井支护新工艺,它与传统的单一混凝土支护相比,是主动支护方式,稳定性好;它与过去打锚杆扎钢筋网喷浆的支护相比,由于过去所施工的快硬水泥金属锚杆处于等劲状态,为被动的支护方式,钢筋网不连续接茬,不能适应深部高应力地区实际情况,易开裂破坏,而一次成井新工艺所施工的锚杆具有较高的预应力,初锚力矩为150～200N.m金属网连续压茬连网,整体性连续性,还具有施工工艺简单,操作方便,劳动强度低,施工速度快,节约了材料,增强了煤仓的支护强度,安全性高。

4 经济效益和社会效益

4.1 7445储煤仓采取一次成井新工艺,能适应深部高应力地区,可承受深部地应力的作用,锚杆为主动式支护,调动支护构筑物和围岩共同承载,确保该煤仓的安全性和可靠性,达到优质快速高效的施工效果

4.2 施工速度快,仅用30d的时间完成了施工任务,过去一般需要60d才能完成施工任务。

4.3 工艺简单,操作方便,工人劳动强度小。

4.4 直接经济效益为=50×54×30=81000元,(按每天出勤54人,每人50元计算)。

4.5 间接经济效益为今后7至9个回采工作面掘进与回采的煤炭运输进行储存缓冲,可储煤吨。

5 结束语

5.1 该煤仓采取一次成井新工艺,能够适应大深部高应力区域,调动支护构筑物和围岩共同承载,该煤仓安全性好和可靠性高,达到优质快速高效的施工效果,改变了传统煤仓的施工工艺,提高工效,节约材料,降低了人工费用。

高应力集中区篇4

关键词：高应力,巷道修护,强—弱—强结构

耿村煤矿东三架空人车轨道是东三采区主要行人通道, 原为2-1煤轨道下山。巷道沿2-1煤顶板掘进, 全长650 m, 支护形式为锚网索架U型棚联合支护。由于受两翼采动影响, 巷道变形严重, 其变形主要表现为:顶板开裂离层下沉, 帮部开裂鼓出, 底板鼓出严重, 且鼓出速度较快, 平均每3个月维修1次, 给巷道维护带来很大困难, 造成较大的经济损失, 同时严重影响架空人车正常运行及矿井的安全生产。

1 巷道破坏原因分析

(1) 巷道沿煤层顶板布置, 顶板为泥岩, 厚度大、强度低, 巷道围岩自身承载结构稳定性差, 承载能力小。

(2) 巷道两侧受采动影响, 造成围岩应力高度集中, 而巷道两帮又没有卸压释放带, 能量只能向巷道空间缓慢释放, 造成巷道变形破坏。

(3) 巷道多次反复扩修, 应力多次重新分布, 围岩也因多次工程扰动而变形破碎, 松动圈扩大, 多数锚杆失效, “围岩—支架”结构[1]承载能力大幅度下降, 巷道只能靠围岩的残余应力及U型棚支架的被动支护而保持一定的空间。

2 修护理论基础

针对破坏原因分析认为, 该巷道修护应采取以下措施:①注浆加固破碎围岩, 再结合锚网索架U型棚支护形成支护强结构;②对巷道两帮采取深孔爆破形成卸压吸能带;③保持深部原岩强力支撑结构为顶板主要承载体, 即所谓的“强—弱—强”[2]支护理论。具体解释为:将巷道围岩结构分为3个区, 即:支护保护区 (强) 、卸压吸能区 (弱) 、原岩支撑区 (强) 。支护保护区是为保证巷道断面而进行的人工加强支护;卸压吸能区主要是吸收矿山压力能量, 削弱压力向支护保护区及巷道底板传递, 以减少巷道片帮及底鼓;原岩支撑区是上覆岩层的主要承载区。其结构如图1所示。

3 实施方案

该工艺的流程为:扩修→卸压→注浆→支护。

(1) 人工扩修断面, 达到设计要求后, 采用深孔爆破方法, 将巷道上方及周围的高应力向围岩深部转移, 从而降低矿山压力对巷道围岩及其支护的作用力, 形成卸压吸能区。

(2) 在锚网索架U型棚的基础上, 对围岩进行注浆加固, 提高支护保护区的强度, 保证支护保护区的稳定。

(3) 原岩支撑区本身是一种自然形成的强结构, 无需采取措施。

4 技术参数

4.1 深孔爆破参数

钻孔Ø42 mm, 深8 m, 间距5 m, 钻孔方向为水平垂直巷帮, 炮眼单排布置, 距底板1.2 m (图2) , 每孔装药长度3.5 m, 装药量3.5 kg, 封泥长度不小于3.5 m, 正向装药, 多雷管 (或单雷管导爆索) 及引药装入眼底。炸药采用同等级的煤矿安全炸药, 雷管采用同段位毫秒延期电雷管。3～5个炮孔同时起爆, 各孔之间采用串联连线, 一次装药一次起爆。

4.2 注浆参数

(1) 采用全断面锚网 (索) 支护, 打Ø25 mm×2.0 m全螺纹自钻式中空注浆锚杆或Ø25 mm×2.0 m注浆管, 间排距均为1.5 m, 然后喷浆封闭围岩。

(2) 浆液的配比浓度为水∶水泥=1∶1.5 (质量比) , 浆液必须按比例配制, 搅拌均匀, 采用P.O42.5水泥。

(3) 注浆锚杆及注浆管均采用风煤钻或风钻打眼, 钻孔直径29 mm±1 mm, 眼深1.9 m, 打眼后必须吹净眼内碎煤 (渣) , 喷浆后锚杆螺纹部分外露50 mm, 并用旧布封孔, 保护好螺纹。

(4) 每排注浆要先从一帮下部的第1根注浆锚杆 (注浆管) 开始, 当注到中顶时, 再从另一帮开始注浆, 一直注到中顶。对于不同排的注浆锚杆 (注浆管) , 第1天注奇数排, 第2天注偶数排。

(5) 注浆时, 压力要达到5 MPa, 注浆必须注到压力表达到设计的压力值, 或注浆泵显示注不进为止 (注浆压力可以根据现场实际确定一个合理的工作值) 。

(6) 当注浆锚杆注浆4 d后, 再压上托盘, 上紧螺丝帽 (注浆管除外) 。

(7) 工艺流程:打注浆锚杆 (注浆管) 孔→安装、固定注浆锚杆 (注浆管) →包好锚杆头螺纹、堵头临时封孔→喷射混凝土→注浆→上托盘、紧固螺母。

5 效果检查

采取“强—弱—强”结构支护与锚网索架U型棚支护后, 围岩移近速度变化如图3所示。

从图3可以看出, “强—弱—强”支护结构能够在很大程度上控制巷道围岩的变形, 充分说明深孔爆破形成的连续卸压带有效的移压作用和对矿山压力的吸能作用, 同时通过对破碎围岩注浆加固形成的“支架—围岩”强结构承载能力也大幅度上升。通过2个月来的围岩移近观测表明, “强—弱—强”支护结构巷道断面收缩率只有6%, 而纯粹的锚网索架U型棚支护结构巷道断面收缩率大于20%。

6 结语

(1) 对于围岩自身承载能力较强的巷道, 如强度较大的岩层巷道, 可取消注浆加固工艺, 但采取人工措施形成围岩内部弱结构, 对巷道服务年限延长及维护有利。

(2) 对于围岩承载能力较差的三软煤层及高应力集中巷道的支护, 人为使巷道围岩形成“强—弱—强”结构是非常有效的。

(3) 冲击地压煤层开采, “强—弱—强”支护结构更为有效, 特别是人为形成的弱结构对冲击地压发生时突然、急剧释放的能量能起到缓冲吸能作用, 从而避免形成大范围的工程破坏和人身伤害。

(4) 该结构应用的关键环节是弱结构的形成, 也就是所谓的转移矿压, 即通过人为方法使巷道围岩松动, 形成卸压带、卸压槽孔或其他形式的卸载空间, 同时迫使载荷转移到离巷道较远的地点, 达到减轻巷道受压的目的[1]。通常采取的方法:①在巷帮或底板中形成卸载槽孔;②宽面掘进或在巷旁有意留出卸载空间;③用深孔爆破的方法在巷道围岩中形成卸压带。其中深孔爆破方法费用高, 影响生产时间长, 但转移矿压能力强, 并可形成连续卸压空间, 卸压效果最理想。

参考文献

[1]钱鸣高, 刘听成.矿山压力及其控制 (修订本) [M].北京:煤炭工业出版社, 2005.

高应力集中区篇5

随着矿井开采深度增加,煤层瓦斯含量、压力不断加大,矿井生产活动中容易发生煤与瓦斯突出的威胁也不断增大。在应力集中区域进行石门揭煤,对煤矿安全生产构成威胁更甚。因此,应力集中区域的高瓦斯煤层消突工作是矿井安全生产的前提。

1 工作面概况

8104机巷位于卧龙湖煤矿北一采区,北一采区主采煤层8煤为突出煤层。8煤煤层结构较简单,煤岩层产状36°∠10°,8煤层平均厚3.0 m。8104机巷位于北一采区埋深最大地点,处于孟庄向斜轴部应力集中区域,揭煤区域有1条落差0.9 m的正断层。煤层瓦斯含量高、压力大,地应力大,相邻工作面曾出现喷孔、响煤炮等动力现象。

2 瓦斯赋存情况

经煤炭科学研究总院重庆分院2005年8月鉴定,卧龙湖煤矿8煤层为突出煤层;根据《恒源煤电有限公司卧龙湖煤矿北一采区8煤层开拓后区域预测报告》,卧龙湖煤矿北一采区8煤层标高-478.1 m以深为突出危险区。该矿7、8煤层层间距9~13.2 m,其瓦斯赋存参数如表1所示。

3 区域防突措施

3.1 穿层钻孔预抽煤层瓦斯

采用穿层钻孔预抽煤层瓦斯作为8104机巷揭煤工作面区域防突措施,施工地点在六区段8煤底抽巷。钻孔控制范围为距8104机巷顶板法距≤7 m位置的8煤层,钻孔控制到8104机巷巷道轮廓线外≥12 m,钻孔以6 m×6 m网格布置,其中断层前后15 m范围以3 m×6 m网格布置。钻孔孔径108 mm,封孔深度12 m,抽采负压不得低于13 k Pa。

为增强抽采效果、缩短抽采时间、提高煤层的透气性,钻孔施工过程中采用高压水力割缝工艺。

3.2 水力割缝工艺的实施

为加强煤层瓦斯抽采效果,钻孔过程中采取水力割缝工艺,即在煤层中先施工1组抽采钻孔,然后对所有钻孔内8煤进行水力割缝。水力割缝通过高压振荡射流,在抽采钻孔煤层范围内定点径向切割或煤层范围内上下来回切割。切割后在钻孔周围形成1条具有深度的扁平缝槽,并利用水流将切割下来的煤块带出孔外,从而增加煤体的暴露面积,使抽采钻孔附近煤体局部卸压,改善了瓦斯流动条件,改变煤体原始结构,增大煤层透气性,从而达到煤层增透的目的[1]。8104机巷揭8煤区域预抽钻孔平面布置如图1所示。

六区段8煤底抽巷区域预抽钻孔沿巷道呈排状布置,每排9个孔,钻孔编号分别为1#—9#。每排钻孔中的2#、4#、6#作为割缝钻孔,自上向下每0.5 m割1刀,上分层割缝不少于3刀,下分层割缝不少于2刀。割缝泵压不低于24 MPa,单孔割煤出煤量不少于3 m3。

8104机巷揭8煤区域预抽(水力割缝)钻孔平面布置如图2所示。

4 实施效果

8104机巷揭8煤区域共施工穿层钻孔342个,对其中114个钻孔进行水力割缝,割出煤量412 m3,平均单孔割煤量3.6 m3。经计算,水力割煤割出的煤层孔洞直径为1.24 m。

在该区域煤层瓦斯抽采3个月(2016-02—04)后,对8煤进行区域效果检验,实测其残余瓦斯含量为4.6 m3/t,小于指标临界值7 m3/t;实测其残余瓦斯压力为0.38 MPa,小于指标临界值0.74 MPa。这表明区域防突措施有效,该区域完成消突工作,无突出危险[2,3]。卧龙湖煤矿北一采区各煤巷消突参数如表2所示。

8104机巷消突时间为3个月,明显少于其他巷道消突时间。8104机巷揭煤区域采取水力割缝工艺,实现了快速消突的目的。

5 结论

(1)卧龙湖煤矿北一采区8104机巷揭煤区域采取水力割缝工艺,使抽采钻孔附近煤体局部卸压,改善了瓦斯流动条件,改变煤体原始结构,增大煤层透气性,实现了快速消突的目的。

(2)通过割缝后,对割缝钻孔与未割缝钻孔分单元计量,实施水力割缝工艺的瓦斯预抽,钻孔平均单孔瓦斯抽采量提高了42%。

(3)应力集中区揭煤工作面快速消突方案为卧龙湖煤矿今后对应力集中区域快速揭煤提供了理论和实践依据。

摘要：卧龙湖煤矿地质构造复杂,煤层瓦斯含量较大,为煤与瓦斯突出矿井,复杂的地质构造给矿井消突工作带来困难。通过在北翼采区应力集中区域改变消突工艺,测定该区域煤层的瓦斯含量、瓦斯压力,研究该矿井8煤层应力集中区域快速消突方案,为卧龙湖煤矿对应力集中区域煤层瓦斯治理提供了理论和实践依据。

关键词：应力集中区域,瓦斯含量,瓦斯压力,快速消突方案

参考文献

[1]方前程,王兆丰,杨利平.利用水力割缝提高低透气性煤层瓦斯抽放的试验研究[J].煤,2007,16(5):1-2.

[2]国家安全生产监督管理总局,国家煤矿安全监察局.防治煤与瓦斯突出规定[M].北京:煤炭工业出版社,2009.

基于阀门设计的应力集中分析篇6

对于应力集中的平面问题一般可以找到精确的求解公式或者是经验修正公式[3] , 但是对于大量的工程实际问题, 能够简化成平面问题的相对很少, 绝大部分问题都是复杂的空间问题, 而空间问题通常很难找到解析解。因此在这种情况下要想研究应力集中问题 (应力集中因子、应力集中位置) , 解析的方法就显得有些无能为力了。有限单元法的兴起已经逐渐被大多数工程人员所采纳, 极大的推动了应力集中研究的迅速发展[4]。

1 应力集中分析方法简介

为了准确模拟结构中的应力集中问题, 一般采用局部细化网格法、子模型法以及自适应网格法3种[5]。

1.1 局部细化网格法

局部细化网格法顾名思义就是对整个区域划分完网格以后, 再对应力梯度变化大的区域进行网格细化加密。具体可以针对某个点也可以针对某个单元进行细化, 以这些点 (单元) 为中心进行网格加密, 如图1所示。

1.2 子模型技术

在有限元分析中往往出现这种情况, 即对于用户关心的区域, 如应力集中区域, 网格太疏不能得到满意的结果, 而对于这些区域之外的部分, 网格密度已经足够了。子模型是得到模型部分区域中更加精确解的有限单元技术。子模型方法又称为切割边界位移法或特定边界位移法。切割边界就是子模型从整个较粗糙的模型分割开的边界。整体模型切割边界的计算位移值即为子模型的边界条件。子模型基于圣维南原理, 即如果实际分布载荷被等效载荷代替以后, 应力和应变只在载荷施加的位置附近有改变。这说明只有在载荷集中位置才有应力集中效应, 如果子模型的位置远离应力集中位置, 则子模型内就可以得到较精确的结果[6]。

1.3 自适应网格划分

自适应网格方法通过误差估计, 在某些变化较为剧烈的区域, 如大变形、激波面、接触间断面和滑移面等, 自动确定网格密度是否足够。如果不够, 程序将自动细化网格以减少误差。网格在迭代过程不断调节, 将网格细化, 做到网格点分布与物理解的耦合, 然后通过一系列的求解过程使得误差低于用户指定的数值 (或直到用户指定的最大求解次数) , 从而提高解精度的一种技术。

2 工程应用实例

为了比较以上3种方法对结构应力集中模拟的准确性, 笔者以某型号的闸阀为例, 分析结构在外载荷作用下的应力集中情况。

2.1 闸阀阀体模型建立

通过阅读闸阀阀体结构图纸, 利用三维实体建模软件PRO/E建立阀体的三维模型, 并建立PRO/E与ANSYS二者之间的无缝连接, 实现了有限元分析模型的建立, 如图2所示。

2.2 闸阀阀体网格划分及载荷、约束施加

为了模拟结构的准确性, 有限元分析单元采用带中间节点的二阶单元, 即采用ANSYS软件的SOLID92单元, 该单元为带中间节点的四面体单元, 对复杂结构具有很好的拟合功能, 结果精度也很高。本次有限元分析利用结构对称性, 分析了1/2模型, 闸阀一端与接管刚性连接, 闸阀内压15MPa, 阀体材料采用SA-217 WC9, 约束以及载荷如图3所示。

2.3 闸阀阀体应力集中结果比较

局部网格细化法网格尺寸为20, 细化等级level=1;子模型法粗糙模型网格尺亦为20, 子模型网格尺寸为10;自适应网格法最大自适应迭代次数设置为100, 最小单元尺寸为10, 最大单元尺寸为50, 结构误差控制设置为5%。3种方法得到的最大等效应力分别为:277、263、265MPa。通过比较可以看出:局部细化法对应力集中模拟结果较好;子模型法和自适应网格法操作比较繁琐, 需要对模型有较深刻的认识以及对APDL要求较高;子模型方法对三维问题难以确定其分割边界。

3 结束语

在相同条件下局部细化法能够很好地模拟阀体应力集中情况, 当然该方法也可以用于模拟梯度变化大的其它场问题 (如温度场、电磁场、流场等) 。局部细化法理解容易, 操作容易, 只需加密可能梯度变化较大的节点、单元即可, 如果对加密后的结果不满意, 还可以提高加密等级甚至还可以多次加密网格, 直至达到满意的精度要求。因此要模拟梯度变化较大的场问题, 局部细化法不失为一种既方便又卓有成效的理想方法。

参考文献

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[2]何柳, 淡勇, 李俊菀等.基于ANSYS的中压反应器封头局部应力计算与强度分析[J].石油化工设备, 2010, 39 (2) :37~40.

[3]徐芝纶.弹性力学 (上册) [M].北京:高等教育出版社, 1998.

[4]张应迁, 张洪才.ANSYS有限元分析从入门到精通[M].北京:人民邮电出版社, 2010.

[5]张玉宝, 王磊.ANSYS网格高级划分技术[J].科技信息, 2008, (29) :422.

测力传感器设计的应力集中原则篇7

对于电阻应变片式测力传感器 (以下简称“测力传感器”) 来说, 弹性体的结构形状与相关尺寸对测力传感器性能的影响极大。可以说, 测力传感器的性能主要取决于其弹性体的形状及相关尺寸。如果测力传感器的弹性体设计不合理, 无论弹性体的加工精度多高、粘贴的电阻应变片的品质多好, 测力传感器都难以达到较高的测力性能。因此, 在测力传感器的设计过程中, 对弹性体进行合理的设计至关重要。

弹性体的设计基本属于机械结构设计的范围, 但因测力性能的需要, 其结构上与普通的机械零件和构件有所不同。一般说来, 普通的机械零件和构件只须满足在足够大的安全系数下的强度和刚度即可, 对在受力条件下零件或构件上的应力分布情况不必严格要求。然而, 对于弹性体来说, 除了需要满足机械强度和刚度要求以外, 必须保证弹性体上粘贴电阻应变片部位 (以下简称“贴片部位”) 的应力 (应变) 与弹性体承受的载荷 (被测力) 保持严格的对应关系;同时, 为了提高测力传感器测力的灵敏度, 还应使贴片部位达到较高的应力 (应变) 水平。

由此可见, 在弹性体的设计过程中必须满足以下两项要求:

贴片部位的应力 (应变) 应与被测力保持严格的对应关系;贴片部位应具有较高的应力 (应变) 水平。

为了满足上述两项要求, 在测力传感器的弹性体设计方面, 经常应用“应力集中”的设计原则, 确保贴片部位的应力 (应变) 水平较高, 并与被测力保持严格的对应关系, 以提高所设计测力传感器的测力灵敏度和测力精度。

2 改善应力 (应变) 不规则分布的“应力集中”原则

在机械零件或构件的设计过程中, 通常认为应力 (应变) 在零件或构件上是规则分布的, 如果零件或构件的截面形状不发生变化, 不必考虑应力 (应变) 分布不规则的问题。其实, 在机械零件或构件的设计中, 对于应力 (应变) 不规则分布的问题并非不予考虑, 而是通过强度计算中的安全系数将其包容在内了。

对于测力传感器来说, 它是通过电阻应变片测量弹性体上贴片部位的应变来测量被测力的大小。若要保证贴片部位的应力 (应变) 与被测力保持严格的对应关系, 实际上就是保证在测力传感器受力时, 弹性体上贴片部位的应力 (应变) 要按照某一规律分布。在实际应用中, 对于弹性体贴片部位应力 (应变) 分布影响较大的因素主要是弹性体受力条件的变化。

弹性体受力条件的变化是指当弹性体受力的大小不变时, 力的作用点发生变化或弹性体与其相邻的加载构件和承载构件的接触条件发生变化。如果在弹性体结构设计时, 未能考虑这一情况, 就可能造成弹性体上应力 (应变) 分布的不规则变化。这方面最典型的实例是筒式测力传感器。

当筒式测力传感器上、下端面均匀受力时, 在弹性体贴片部位的整个圆周上应力 (应变) 的分布是均匀的。当上、下两个端面上受力情况发生变化后, 力在两个端面的作用情况不再是均匀分布的, 这时弹性体贴片部位圆周上应力 (应变) 的分布情况就难以预料了。如果筒式测力传感器弹性体的高度与直径之比足够大, 弹性体贴片部位圆周上的应力 (应变) 基本上还是均匀分布。但是, 在实际应用中, 通常很少能为测力传感器提供较大的安装空间位置, 因而筒式测力传感器弹性体的高度与直径之比很难做到足够大, 弹性体贴片部位圆周上应力 (应变) 将不均匀分布, 而且不均匀分布的情况随弹性体受力情况的变化而改变。在这样的条件下, 弹性体贴片部位的应力 (应变) 与被测力不能保持严格的对应关系, 将造成明显的测力误差。

为了减小由于弹性体受力条件的变化引起的测力误差, 有些传感器设计者采取在筒式测力传感器弹性体上增加贴片数量的方法, 尽可能将弹性体上贴片部位圆周上应力 (应变) 分布不均匀的情况测量出来。这样的处理方法有一定的效果, 可以减小弹性体受力条件的变化引起的测力误差。但这种方法毕竟是一种被动的方法, 增加的贴片数量总是有限的, 还是很难把弹性体上贴片部位圆周上应力 (应变) 分布不均匀的情况全部测量出来, 测力误差减小的程度不够显著。

由于弹性体受力条件的变化引起的测力误差的实质是弹性体贴片部位圆周上的应力 (应变) 的不规则分布, 如果能使弹性体贴片部位圆周上的应力 (应变) 分布受到一定条件的约束, 迫使贴片部位的应力 (应变) 按照某一规律分布, 因而使得弹性体贴片部位的应力 (应变) 与被测力基本保持严格的对应关系, 由此来减小因弹性体受力条件的变化引起的测力误差。

对于筒式测力传感器来说, 在承载强度足够的条件下, 如果将弹性体贴片部位圆周上不贴片的部位挖空, 使得应力只能在未挖空的部位分布, 大大改善了应力 (应变) 不规则分布的情况。或者说, 应力 (应变) 的不规则分布仅仅限于未挖空的部位, 并且其不规则分布的程度不会很大。因此, 在未挖空的部位粘贴电阻应变片, 就能使测得的应力 (应变) 与被测力基本保持严格的对应关系。

上述处理方法实际上出于这样一个原理:通过某种措施, 使弹性体上的应力 (应变) 集中分布在便于贴片检测的部位, 实现测得的应力 (应变) 与被测力基本保持严格的对应关系, 以保证传感器的测力精度。

作者曾用上述方法对筒式测力传感器进行改进。改进前的普通筒式传感器测力误差大于1%F.S., 改进后 (局部挖空) 的筒式传感器测力误差为0.1~0.3%F.S., 测力精度明显提高。

3 提高应力 (应变) 水平的应力集中原则

若要测力传感器达到较高的灵敏度, 通常应该使电阻应变片有较高的应变水平, 即在弹性体上贴片部位应该有较高的应力 (应变) 水平。

实现弹性体上贴片部位达到较高应力 (应变) 水平有两种常用的方法:

整体减小弹性体的尺寸, 全面提高弹性体上的应力 (应变) 水平;在贴片部位附近对弹性体进行局部削弱, 使贴片部位局部应力 (应变) 水平提高, 而弹性体其它部位的应力 (应变) 水平基本不变。以上两种方法都可以提高贴片部位的应力 (应变) 水平, 但对弹性体整体性能而言, 局部削弱弹性体的效果要远好于整体减小弹性体尺寸。因为局部削弱弹性体既能提高贴片部位的应力 (应变) 水平, 又使得弹性体整体保持较高的强度和刚度, 有利于提高传感器的性能和使用效果。

局部削弱弹性体提高贴片部位应力 (应变) 水平的原理是:通过局部削弱弹性体, 造成局部的应力集中, 使得应力集中部位的应力 (应变) 水平明显高于弹性体其它部位的应力水平, 将电阻应变片粘贴于应力集中部位, 就可以测得较高的应变水平。

局部应力 (应变) 集中的方法在测力传感器的设计中经常被采用, 尤其在梁式测力传感器 (如弯曲梁式和剪切梁式测力传感器) 的弹性体设计中被广泛应用。局部应力 (应变) 集中方法应用较为成功的当数剪切梁式测力传感器。剪切梁式测力传感器是通过检测梁式弹性体上的剪应力 (剪应变) 实现测力的。

由材料力学中有关梁的应力分布知识可知, 当梁承受横向 (弯曲) 载荷时, 在梁的中性层处剪应力 (剪应变) 最大。如果要检测梁上的剪应变, 应该在梁的中性层处贴片。为了提高贴片处的剪应力 (剪应变) 水平, 可将弹性体两侧各挖一个盲孔, 盲孔的中心应在中性层处。电阻应变片应该粘贴在盲孔的底面上。

对于梁形构件来说, 其弯曲强度是主要矛盾。在一个梁满足弯曲强度的情况下, 剪切强度一般裕量较大。当在中性层附近挖盲孔后, 该截面上腹板上的剪应力 (剪应变) 明显提高, 然而该截面上的弯曲应力提高很小。因此, 剪切梁式弹性体应用局部应力集中方案后, 被检测的剪应变大大提高, 使该测力传感器的灵敏度显著提高, 而对整个梁的弯曲强度影响很小, 使整个梁保持了良好的强度和刚度。

4 小结

在测力传感器的设计过程中, 如能自觉地按照上述两种应力集中的原则, 对弹性体进行结构设计, 就能够收到提高测力传感器的测力精度和测力灵敏度的良好效果。灵活、恰当地运用应力集中的原则, 对于设计和生产高性能的测力传感器具有重要的实用意义。

参考文献

钣金件应力集中有限元分析与优化篇8

钣金件具有重量轻、强度高、成本低、大规模量产等特点,在电子电器、通信、汽车工业、医疗器械等领域得到了广泛应用,如在电脑机箱、手机中,钣金是必不可少的组成部分。随着钣金件的应用越来越广泛,钣金件的设计成为产品开发过程中很重要的一环,机械工程师必须熟练掌握钣金件的设计技巧,使得钣金件的设计在满足产品的功能、外观等要求下,保证冲压工序简单、冲压模具制作容易、钣金冲压质量高、尺寸稳定等工艺设计要求。钣金加工工艺属冷加工工艺,包括剪、冲/切/复合、折、焊接、铆接、拼接、成型等。钣金件最显著的特征就是同一零件厚度一致,针对钣金件的工艺特点,本文采用有限元法对其中出现的应力集中进行分析、优化,以提高其刚度、降低应力集中。

1 优化模型

优化设计的数学模型可表述为[1]:

最小化:f(X)=f(x1,x2,…,xN).

约束条件:

其中:X为设计变量,X=x1,x2,…,xn;f(X)为目标函数;gj(X)为约束函数;L、U为上、下限。

形状优化技术通过网格节点移动或者变形到某个新的位置,相当于改变了零件的CAD设计,从而提高其刚度、模态,降低应力集中等。本文采用自由形状优化,自由形状优化的基本思想与形状优化技术不同,其外部边界点的移动由软件根据上述优化模型在三维空间自动计算、确定,不需要用户定义节点扰动,只需选择边界节点集和设定边界节点变形方式,然后通过OptiStruct求解器自动确定具有最佳优化目标的边界几何形状,而内部节点会进行自适应变形从而减少单元扭曲。

2 钣金件应力集中有限元分析与优化

本文以某厂生产的起钉器为例阐述其优化过程和方法。起钉器是钣金件,需对其进行受力分析,降低应力集中,提高强度、刚度,以便在使用时使其更加稳固。起钉器结构如图1所示。

2.1 建立起钉器几何模型

首先按照实际尺寸,利用三维造型软件Pro/E建立几何模型,如图2所示。根据实际使用情况,在不影响分析结果准确度的前提下,对几何模型进行适当的简化、网格划分、定义材料属性、约束、加载荷,得到有限元模型,如图3所示。

2.2 预分析

进行预分析的目的是找到出现应力集中过大的区域。将有限元模型提交给求解器OptiStruct即可得到如图4、图5所示的应力、位移分布图。

2.3 定义设计变量

设计变量X是一矢量,它的选择依赖于优化类型,本实例采用自由几何形状优化,设计变量为应力集中区域边界节点,实质上就是优化节点的几何坐标,如图6所示。

2.4 创建响应

为了使应力计算更加准确,在应力集中区域(高应力区)先创建一层壳单元,同时在其上建立一局部坐标系,如图7所示。将该壳单元上的边界节点应力作为优化响应。

2.5 定义优化目标

在定义目标函数之前,最好先定义一个目标参照,通过该参照很容易控制所要优化的目标值与优化前的比值。这里我们关心的是几何形状,所以不设置该值。将应力最大值最小化设定为优化目标。

2.6 执行优化

建立载荷步,采用静态线性分析,提交Optistruct求解器进行优化求解。观察优化区域的几何形状发现网格上翘,如图8所示,这对于钣金件是不允许的,必须对边界节点进行约束,迫使其在同一平面内移动,方法是通过Gridcon子面板设置网格移动类型为Planar,重新计算。在满足钣金件工艺要求(厚度一致)的约束下,改变几何形状以降低应力集中,其最终的优化结果如图9所示。

3 结束语

本文采用自由形状优化方法来降低钣金件中的应力集中,但对铸件、锻件等就不一定需要加平面约束。另外优化后的边界节点坐标(x,y)可通过后处理软件HyperView很容易得到,将其作为设计参考尺寸。

参考文献

[1]　洪清泉.OptiStruct&HyperStudy理论基础与工程应用[M].北京:机械工业出版社,2012.

[2]　闫思江,曾显波,李凡国.圆孔孔边的应力集中分析及优化[J].锻压装备与制造技术,2014(6):68-70.

高应力集中区篇9

本文主要采用非线性有限元方法, 针对沟槽型管道凹陷建立了数值模型,模拟了管道的形成及回弹过程,分析了凹陷处的形变状态和应力变化情况,进一步分析了运行压力的不同大小沟槽状凹陷的应力分布,为油气管道凹陷的评价提供依据。

1非线性有限元分析

凹陷是管壁受到外部挤压或碰撞而产生径向位移的凹坑,是由于管壁发生永久性塑性变形而使其横截面发生的总的变形。沟槽状凹陷是指沿一定方向冲击形成的机械损伤变形,凹陷在长度方向上的损失明显大于宽度方向上的损失。

1.1失效准则

管道的应力变化分为四个阶段:弹性阶段、屈服阶段、塑性阶段及局部变形阶段。管道凹陷失效模式根据凹陷的应力应变曲线为基础的。

管道是具有较好韧性的金属材料, 在以塑性失效的基础上,凹陷采用形状改变比能准则(Von mises准则)作为管道失效分析的力学基础。形状改变比能准则认为:对于塑性材料,构件形状改变比能是引起屈服的主要因素,即只要材料的形状改变,形状改变比能达到材料在单向拉伸时发生屈服应力相应的形状改变比能时, 材料就发生屈服,从而引起管道失效。在三维主应力空间,形状改变比能条件为:

在管道凹陷的非线性有限元仿真分析中,查看管道的Von mises应力云图来分析凹陷处的应力变化趋势。

1.2非线性问题求解

根据载荷的作用,凹陷在形成过程中经历弹性变形到塑性变形,最后形成凹陷,在此过程中,管道的非线性特征十分明显,既包含了管道材料的非线性,也包含了凹陷几何形状的非线性。

考虑材料的非线性问题,在管道的塑性变形过程中为准确的反应管道屈服后的硬化性能,采用Ramberg-Osgood幂硬化应力应变法[6] 则作为管道力学特性的计算模型,其表达式为:

其中:

式中,ε0为初始应变,σs为屈服应力;E为弹性模量;α 为硬化系数;n为幂硬化指数。

1.3模型结构及加载

根据长输油气管道及凹陷的自身特点,对仿真模型进行如下假设:管道为薄壁结构,管道在变形过程中管道壁厚不发生变化。

(1)模型建立及网管划分

在模型建立过程中中,采用20节点的六面壳体单元SHELL93进行建模分析; 为避免端部效应,取长度为管道直径的2.5倍;为较好的分析凹陷及其周围的应力行为,又不至于引入过大的计算量,选择在加载处细致划分网格,远离加载处稀疏划分网格。

(2)加载设置

运用有限元方法对管道完好管道进行加载设置,有限元加载主要分为3个步骤:1)外载加载过程:完好管道受到冲击载荷作用,冲击载荷加载在管道模型中部,冲击载荷大小能够使完好管道发生屈服;2)外载卸载过程:冲击载荷是瞬时力, 冲击载荷作用后消失,管道发生塑性变形,形成管道凹陷。3)运行压力加载过程: 凹陷形成后,模拟含凹陷的缺陷管道的正常运行情况,完成含凹陷管道的极限承载能力的分析。

2仿真模拟结果分析

2.1管道凹陷的应力分析

以X60钢级管道为研究对象,管道的基础参数为:管道直径D为610mm,管道壁厚t为8mm,管道长度L为3050mm,泊松比为2.06E11Pa,杨氏模量为0.3,管道屈服应力 σs为300MPa,外载撤去后,通过有限元仿真软件的后处理器查看管道的应力云图,得到沟槽型凹陷的等效应力云图,如图1所示。

由图可知,外载撤去后完好管道形成了形变不可恢复的塑性变形。管道凹陷中心处的等效应力值为214MPa,从中心处出发等效应力值逐渐增大,达到275MPa, 达到峰值。当凹陷边缘处的应力值达到峰值后,等效应力值逐渐减小,逐渐达到完好管道的情况。

凹陷形成时不仅有形状的改变,还伴随着残余应力的产生,影响着管道凹陷及其周围的应力分布管道凹陷的等效应力集中区域为管道加载的边缘处,非管道凹陷的中心处。即凹陷边缘处的危险系数高于凹陷中心处,应力的集中区域的存在危险这管道的安全运行。

2.2管道凹陷承载能力分析

非约束凹陷在形成过程中不仅发生了塑性变化,还伴随着残余应力的产生, 为研究沟槽状管道凹陷对管道承载能力影响,对含凹陷的缺陷管道进行加压分析。深度为8.00mm的管道凹陷在5MPa, 7.8MPa运行压力下的等效应力云图如图5所示。其中,7.8MPa为完好管道等效应力达到屈服强度时的运行压力值。

由图5可知,运行压力在一定程度上能够减小管道凹陷处的等效应力值,然而随着运行压力的不断增大,在凹陷的边缘处产生新的应力集中区域,等效应力值明显高于完好管道部分的等效应力值,并随着运行压力的逐渐增大应力集中区域增大。

应力集中区域的存在威胁着管道的安全运行,以应力集中区域的出现为临界点,对应的运行压力作为含凹陷管道的最大承载压力,得到深为2-12mm的凹陷的相应运行压力如图6所示。

由图可知,当凹陷深度为小于7mm时,凹陷处的等效应力值基本上与完好管道处的等效应力值持平,这表明7mm以下的凹陷管道凹陷的存在对管道的安全运行不构成威胁。当凹陷深度等于大于7mm时,管道出现了应力集中区域,管道的承载能力呈下降趋势,管道的承载能力随深度的增加而增加。

取直径为273mm,壁厚为6mm的完好管道进行加压分析,完好管道应力的进入屈服阶段的压力值为13MPa,管道运行压力随深度变化的曲线图如图7所示。

由图可知,当凹陷深度小于3mm时, 管道的承载能力不变,当凹陷深度大于等于3mm时,随着凹陷深度的增加,管道的承载能力下降。非约束凹陷由于残余应力的存在,管道产生了新的应力集中区域, 威胁管道的安全运行。