复杂断面（精选七篇）
复杂断面 篇1
1.1 立题背景
大屯公司徐庄煤矿煤巷锚网支护一直根据锚杆支护的悬吊理论和组合梁理论而进行设计, 采用矩形或梯形断面, 该类断面在巷道断面较小、埋深浅、地应力较小时比较合理, 且施工方便。在该矿-400水平以上巷道使用比较普遍, 取得了比较好的效果;但随着开采深度的增加、且为提高资源回收率而致使断层保护煤柱的缩小, 使工作面上下两道布置往往位于压力集中区和破碎带, 此时沿用原设计的矩形断面与梯形断面就会导致巷道支护失效、维修量大增, 并对安全生产构成威胁, 如该矿7195工作面材料道、7230工作面材料道和溜子道等巷道在掘进过程中匀经常出现了煤体破碎、顶板离层、顶帮移近量增大、网包、锚杆失效、锚索退索等现象发生, 尽管在施工过程中采取减小锚杆锚索间排距、增打点柱、锚架结合等加强支护措施, 但仍难以控制住巷道的变形。如7195工作面材料道2006年11月初开始掘进, 开始掘进时巷道成型就很难控制, 经常出现掉顶现象, 巷道缓慢变形, 掘进400m后, 从材料道口开始向里连续出现了顶板下沉、两帮向巷中明显位移, 局部锚杆托盘被挤压变形甚至翻转现象, 导致迎头不得不停止掘进, 而对后部巷道进行修复以便再掘, 采取刷帮扩巷、重新打锚杆、套棚、卧底方法进行修复, 耗时约16天, 消耗锚杆、工字钢棚、及金属网等支护材料近20万元。该巷道掘进完工后又安排巷修队伍对整条已掘巷道所有发生变形处采取套架棚、打木点柱、补打锚杆方法进行修复巷道350米, 其中套架棚260米, 消耗材料40余万元;采煤队在回采过程中边回采边修复维护巷道, 对损坏的金属棚进行即时更换, 卧底403米, 最后巷道断面才勉强满足生产需要, 严重制约生产, 阻碍产量进一步提高, 每米巷道支护成本合计超过4000元, 增加了巷道施工成本。
1.2 设计改进方案
根据以上现状, 查阅有关资料与技术分析研究, 矿决定在煤巷施工中尝试使用新的锚杆支护理论:加固拱理论, 改变巷道断面形状, 由矩形改为拱形, 以改善围岩受力状况。首先在与7195材料道地质条件相似的7198综放工作面材料道、溜子道实施。
7198综放工作面原巷道设计方案如下, 材料道、溜子道及切眼均采用矩形断面, 跟底掘进, 锚网支护, “M”钢带配锚索补强支护。毛断面规格:材料道宽4200*高2500mm、溜子道宽4400*高2500mm、切眼宽4200*高2500mm。
通过对7195工作面材料道、7230工作面材料道和溜子道等巷道在使用过程中的总结分析, 若还采用原设计方案, 不能保证有效控制巷道变形, 维护工程量将加大, 显然不适宜。通过调查研究, 巷道冒落后自然拱的形状分析, 根据物体的三向受力的特性, 抗压强度>抗剪强度>抗拉强度, 改变巷道断面形状, 使顶部煤体的受力状况由受拉变为受压, 这样采用三心拱断面可以充分利用煤体本身的强度, 大幅度提高巷道受力性能。
将原矩形改用三心拱断面, 其断面规格分别为:材料道毛宽4200mm, 溜子道毛宽4400mm, 毛中高匀为2800mm, 帮高匀为1800mm, 大拱半径3458mm, 小拱半径554mm。 (如下图)
1.3 修改设计后断面支护参数
选用MGL20/2000/550/20型螺纹锚杆, 材质HBR335, 顶及帮锚杆间、排距匀为750*800mm, 每杆锚杆配一支MSCK23/60树脂锚固剂;补强支护锚索配“M”钢带, 锚索选用SKL17.8/1*7/7250/1200/1860/17, 锚索间、排距1500*3200mm每根锚索配2支树脂锚固剂;“M”钢带长3400mm;顶铺点焊网片, 规格准4.5mm/2250*900mm/60*60mm, 两帮铺钢塑网。
2 设计方案实施及效果小结
7198工作面溜子道联络巷于2008年12月份初开始施工, 2009年元月份施工完工溜子道联络巷后进入溜子道, 就开始实施拱形断面施工方案。因该巷道紧靠落差15米F14大断面布置, 断层走向与巷道走向基本一致, 在施工过程中多次揭露小断层面, 巷道压力显现大、顶板破碎, 给施工带来一定困难。巷道采用EBZ-135综掘机掘进, 在掘进过程中, 顶板经常出现大面积掉煤现象, 通过采取缩小循环进度、加密锚索, 即锚索排距由原来3200mm改为1600mm, 以及在顶板特别破带区采取先用掘进机切割一半巷道断面铺网支护好后再割另一半的施工方法掘进, 有效地控制了迎头巷道顶板, 保证掘进正常施工, 月平均进尺285m, 与矩形断面施工进度基本一致, 即采用拱形断面与矩形断面相比单进水平没有受到影响。到2009年四月初完成了860米整条巷道的施工。
从巷道完工至2009年12月始终没有对该巷道进行修复, 巷道变形较小, 完全满足生产需要, 工作面割煤机、液压支架、皮带等综采设备在2009年12月底安装完成后开始试生产, 在2010年度正式回采期间, 通过观察比较分析总结, 采用三心拱断面巷道的受力性能明显优于矩形断面巷道, 综合比较有以下优点:
2.1
有利于截割, 肩部成形较好;
2.2
顶肩成拱形, 受力由顶部向两帮分解, 受力性能较好;
2.3
在应力集中区的肩部提高了抗剪切能力, 不易出现顶板切断;
2.4
减少顶肩部网包的形成;
2.5
相对增加了顶部有效锚杆的锚固深度;
2.6
延长了巷道的使用寿命, 减少巷道的二次维护, 极大节约巷道维修费用;
2.7
支护安全更得到保障;
2.8
在工作面回采时, 由于两道抗压能力强, 巷道不易变形, 从而减小维护量;
2.9
由于拱部较平顶断面增高, 较半圆拱低, 既能保障有足够的巷道中高, 又能解决回采时因巷道过高超前支护难的问题。
该矿因受地质条件所限, 断层较多, 煤层开采已逐步向深部水平延伸, 相当一部分工作面布置在断层破碎带、应力集中区, 单纯依靠增加支护难以解决巷道受压变形问题, 通过对7198综放工作面巷道设计方案改用三心拱断面的实施、观察与分析总结, 煤巷采用三心拱断面能有效改善巷道的受力性能, 减小巷道变形量, 为下一步解决深步开采设计巷道断面提供了可靠的实际依据, 且具有较大推广应用价值。
摘要：通过对中煤大屯公司徐庄煤矿7198综放工作面材料道、溜子道的设计与施工, 以及实际使用分析, 在煤巷中采用三心拱断面的巷道比采用传统的矩形或梯形断面巷道相比更具有受力性能好, 不易出现顶板切断, 机割易成形, 减少顶及肩窝部网包的形成, 相对增加了顶部有效锚杆的锚固深度, 延长了巷道的使用寿命, 减少巷道的二次维护, 增加了支护安全系数等优点。
复杂断面 篇2
【作者】
【导师】
【学位授予单位】
【学科专业名称】
【论文级别】
【出版时间】
【关键词】
【中文摘要】 于跟社 李亚东 邹振华 西南交通大学建筑与土木工程 硕士 2005-3-1 交通运输论文,工学论文 本文针对大断面铁路隧道在浅埋偏压及软弱膨胀性围岩条件下的施工特点，系统地归纳和总结了对应的各种施工措施和方法，详细介绍了双线双层集装箱限界黑松驿隧道的洞口浅埋偏压段和软弱膨胀性围岩的施工方案及对策、监控量
测、信息化设计与施工技术的应用及结果等。本文最后总结了大断面复杂地
复杂断面 篇3
随着近年来铁路建设的全面、快速发展, 我国铁路建设在隧道施工过程中面对复杂多变的地质条件, 特别是地质单元的复杂性与多样性时, 较早期的铁路建设有了很大的进步。
兰州黄河阶地是国内最为典型的河流阶地, 地层结构复杂, 阶地构造变形剧烈[1]。对于黄河高阶地复杂地质条件下, 大断面隧道的开挖施工实践较少, 传统施工方法的适用性及其参数的选择有待论证[2,3,4,5,6]。通过兰新铁路第二双线兰州铁路枢纽引入工程孔家营隧道的施工, 在高阶地复杂地质条件下大断面隧道的施工方法和施工组织方面获取了宝贵的经验。
1 工程概况
孔家营隧道为双线隧道, 全长2 959 m, 位于甘肃省兰州市西固区境内, 地处祁吕贺兰山字型构造体系前弧西翼与河西系武威兰州构造带的复合部位 (见图1) 。本区主要受北北西向及北西西向两组构造的控制, 构造运动十分强烈, 以间歇性垂直升降运动为主, 形成多级阶地, 各级阶地台面高差十分显著。隧道洞身穿越地层主要为第四系上更新统风积冲积黄土、冲积圆砾土及白垩系泥岩夹砂岩, 钻孔未揭示到地下水。
2 总体施工方案
2.1 进洞方案比选
孔家营隧道进口处于西固区马耳山沟内, 沟谷较深且窄, 洞口没有施工场地, 进洞施工难度较大。根据现场实际测量, 对3种进洞方案进行比选。
方案1:由马耳山市场经便桥沿沟直接进入隧道洞口。该方案需经马耳山市场进入马耳山沟, 即使能够解决好市场赔偿问题, 但沟内有常年流水, 施工便道需修在半坡上, 施工难度较大, 且弃渣场选址较远。
方案2:由一分部便桥出发沿乡村公路一分部弃渣场、垃圾场沿山盘旋路至隧道洞口。该方案利用一分部便桥和马耳山隧道进口的弃渣场便道, 可减少重复投资。但垃圾场到隧道口高差63 m, 沿山盘旋进入隧道洞口, 按照8%的坡度, 需640 m才能到达隧道口。山沟需填高40 m, 弃渣和原材料运输困难, 且经过乡村公路和马耳山村, 村民阻工风险较大。另外, 该方案同样面临沟内常年流水, 无法弃渣, 弃渣场选址较远的问题。
方案3:从兰州石化林场开挖进入隧道。该方案经过乡村公路1.7 km。该处树木较多, 均属于兰州石化。赔偿问题属于与单位协商, 较为简单。同时可将开挖土方弃至同侧沟内, 减少运距。
经比选, 方案3较为合理, 原因: (1) 临建总额低于前两种方案; (2) 弃渣场处于明挖段出口, 较为方便, 减少运距。
2.2 设计方案优化
初步设计隧道施工方案为:隧道采用无砟轨道运输。洞门段采用明挖法, Ⅴ级围岩段浅埋段隧道, 施工方法采用交叉中隔壁法 (CRD法) , Ⅴ级围岩、Ⅳ级围岩段深埋段隧道, 施工方法采用三台阶七步法。
基于黄河高阶地岩土体地质特性, 经施工实践, 提出新方案, 即Ⅴ级围岩浅埋段 (黄土地层及黄土圆砾土地层) 隧道采用三台阶临时仰拱法, Ⅴ级围岩、Ⅳ级围岩段深埋段 (圆砾土软岩地层、黄土圆砾土软岩地层) 隧道, 施工方法采用三台阶七步法。
3 施工方法
3.1 洞口明挖施工
3.1.1 洞口刷坡、防排水及防护
按设计要求的坡比, 首先对边坡、仰坡进行开口线的放样。由于洞口围岩为黄土, 在开口线5 m以外做双向截水沟, 以拦截地表水, 防止雨季地表汇流水对边坡及洞口造成冲刷, 导致边、仰坡的失稳及冲刷洞门造成危害。同时, 也防止地表水渗入开挖面, 影响明洞边坡和成洞面的稳定。截水沟施工完成后, 根据测量放样的开口线位置, 利用挖掘机直接刷坡, 人工配合修整边坡。采用装载机或挖掘机装渣, 自卸汽车运渣。
当边坡开挖整修完成, 经检测合格后及时采用喷锚挂网方法进行边、仰坡的防护加固。
3.1.2 开挖方法及支护措施
孔家营隧道洞口地质条件较差, 为符合“早进晚出”的原则, 隧道进、出口设置长度30 m的大管棚进行超前支护。管棚钢管采用节长5 m和10 m, 从而保证隧道纵向同一横断面内接头数不大于50%, 相邻钢管的接头错开5 m。管棚采用φ108 mm热轧无缝钢管及钢花管, 环向间距40 cm, 用φ114 mm×5 mm热轧无缝钢管及钢花管, 环向间距40 cm, 用φ114 mm丝扣连接钢管, 连接钢管长度30 cm。每一洞口管棚共有50根钢管。为了保证钻孔方向及成洞面的稳定, 在明洞衬砌轮廓线外施作长1.0 m、厚1 m的C20钢筋混凝土导向墙和φ140 mm孔口管。钢管设计仰角1°~3°, 方向与路线中线平行。注浆浆液采用水泥浆液, 水泥浆液以水泥为主, 水泥浆水灰比1∶1。注浆压力:初压0.5~1.0 MPa, 终压2.0 MPa。一般按单管达到设计注浆量作为注浆结束的标准。当注浆压力达到设计终压不少于20 min, 进浆量仍达不到设计注浆量时, 也可结束注浆。注浆结束后清除花管内浆液, 最后和普通管一起逐根压填M20水泥砂浆。
3.2 三台阶临时仰拱法
隧道Ⅴ级围岩浅埋偏压段 (黄土地层及黄土圆砾土地层) 隧道采用三台阶临时仰拱开挖法。老黄土土质结构胶结强度大, 直立性好, 有一定的自稳能力, 局部易坍塌掉块。因此在该地层中施工时要求施工工序紧凑, 及时封闭, 否则将会出现喷层开裂、局部掉块现象。
三台阶临时仰拱开挖法是将隧道断面分成上中下3部分进行开挖的施工工法 (见图2) , 要求及时施作各部临时仰拱, 各部位的开挖与支护沿隧道纵向错开、平行推进, 具体施工步骤如下:
(1) 开挖 (1) 部;施作 (1) 部导坑周边的初期支护, 钢架设锁脚锚管, 拱脚采用钢垫板, 为保证拱脚基础牢固, 防止拱顶下沉量过大, 对拱脚位置采用槽钢或木板支垫;底部架立临时仰拱, 喷射10 cm混凝土封闭。
(2) 在滞后 (1) 部5~10 m距离后, 先拆除 (1) 部2~3榀临时钢架, 再人工配合机械开挖 (2) 部, 开挖进尺为2~3榀钢拱架间距;施作 (2) 部导坑周边的初期支护;架立临时仰拱, 打设锁脚锚管, 封闭临时仰拱。
(3) 在滞后于 (2) 部5~10 m距离后, 开挖 (3) 部, 同时错开2 m开挖 (4) 部两侧边墙, 以便施作钢架, 每循环开挖进尺保持在2~3 m;施作台阶周边的初期支护。
(4) 开挖 (4) 部其余仰拱部位, 每次循环开挖进尺不大于3~4 m。及时施作仰拱部位初期支护并封闭成环, 封闭位置距离掌子面不得大于35 m。
(5) 根据监控量测结果分析, 待初期支护收敛后, 拆除 (2) 部临时仰拱;浇筑Ⅳ部仰拱及Ⅴ部仰拱填充。
(6) 利用衬砌模板台车一次性灌注Ⅵ部拱墙二次衬砌 (拱墙衬砌一次施作) 。
3.3 三台阶七步法工序
利用上一循环施工的钢架作为隧道超前支护开挖 (1) 部→掌子面喷射混凝土封闭→ (1) 部导坑周边初期支护施工→交错开挖 (2) 和 (3) 部→掌子面喷射混凝土封闭→周边初喷、钢拱架施工→ (4) 和 (5) 部交错施工→导坑周边初喷、钢拱架施工→分台阶开挖 (6) 部→开挖 (7) 部→灌筑Ⅷ部仰拱及隧底填充 (仰拱及隧底填充应分次施作) →根据监控量测结果分析, 待初期支护收敛后, 利用衬砌模板台车一次性浇筑Ⅸ部衬砌 (拱墙衬砌一次施作) 。具体工序示意见图3。
4 结论
黄河高阶地复杂地质条件下大断面隧道的开挖施工实践较少。兰新铁路第二双线兰州铁路枢纽引入工程孔家营、东坪村和小坪村等隧道穿越黄河Ⅲ级阶地, 地质条件较为复杂。其中, 孔家营隧道被兰新铁路甘青有限公司定义为二级风险隧道。通过孔家营隧道的施工实践, 选用合理的施工方法、严密的施工组织, 可以保证高阶地复杂地质条件下大断面隧道的安全施工和质量。
(1) 选择合理的施工方法。经过比选, 黄河高阶地隧道Ⅴ级围岩浅埋段 (黄土地层及黄土圆砾土地层) 隧道可采用三台阶临时仰拱法, Ⅴ级围岩和Ⅳ级围岩段深埋段 (圆砾土软岩地层、黄土圆砾土软岩地层) 隧道可采用三台阶七步法。
(2) 根据现场实际情况在隧道纵深开挖过程中挑选了黄土断面D K14+190、黄土圆砾土断面DK14+240、黄土圆砾土基岩断面DK15+175、圆砾土基岩断面DK15+226四个不同地层组合的典型断面进行现场监控量测验证[7], 三台阶临时仰拱法临时仰拱能有效阻止水平方向围岩压力, 减少隧道围岩变形。三台阶七步开挖法可在不同的部位采用机械开挖和弱爆破等不同的开挖方式;尤其是断面上部为圆砾土时, 在保证安全和满足净空要求的前提下, 能尽快调整闭合时间, 有效阻止拱顶围岩压力。
(3) 三台阶临时仰拱法和三台阶七步开挖法支护封闭时间短, 初期支护变形小, 围岩稳定快, 二次衬砌支护可控制偏压对隧道稳定性的影响, 确保隧道的施工安全, 并加快施工进度。
摘要：结合兰新铁路第二双线兰州铁路枢纽引入工程孔家营隧道施工, 介绍不同围岩地层断面所采用的开挖方法和辅助施工方法, 总结高阶地复杂地质大断面不同地层组合隧道围岩的施工技术, 以期对类似工程有一定借鉴作用。
关键词：黄河高阶地,兰新铁路第二双线,孔家营隧道,三台阶临时仰拱法,三台阶七步法
参考文献
[1]胡春生, 潘保田, 苏怀, 等.兰州盆地黄河800ka B.P.阶地的发现及其古地磁年代[J].地理科学, 2009 (2) :278-282.
[2]铁道第一勘察设计院.阶地黄土隧道设计施工难点[R].西安, 2006.
[3]关宝树.隧道工程施工要点集[M].北京:人民交通出版社, 2007.
[4]TB 10204—2002铁路隧道施工规范[S].
[5]TB 10304—2009/J 947—2009铁路隧道工程施工安全技术规程[S].
[6]TZ 204—2008客运专线铁路隧道工程施工技术指南[S].
复杂断面 篇4
如何选择和组织实施安全可靠的硐室掘凿方案,尤其是特大断面复杂硐室掘凿项目的实施方案,避免恶性事故的发生,是地下矿山建设过程中面临的重要问题[2]。本文结合酒钢西沟矿扩能改造项目破碎硐室施工的成功经验,介绍了矿山特大断面复杂硐室安全高效的施工技术。
1 工程概况
破碎硐室位于溜井矿仓底部,净高16m、宽12m、长约28m,硐室顶部距离1#胶带底板23m,北面与约1km检修斜坡道相连。硐室掘凿工程量为6635m3、支护及设备基础工程量为1330m3。该硐室属于特大断面、联系结构复杂硐室,围岩结构为矿层,地质环境复杂、石灰岩涌水较多,通风不畅,施工场地狭隘,地处巷道深处,给施工方案的确定与执行带来诸多不可控困难。
2 掘进施工方法的确定
2.1 大断面硐室的施工方法
根据矿山井下硐室断面的大小及其围岩的稳定程度,硐室施工方法主要分为3类:全断面施工法,分层施工法和导硐施工法[3,4]。
全断面施工法是利用钻眼爆破法或全断面掘进机,在整个设计断面上一次向前掘进的施工方法[5]。从大断面钻爆法的发展趋势看,全断面施工将是优先被考虑的施工方法。这种施工方法一般适用于稳定及整体性好的岩层,如果采用光爆锚喷技术,适用范围可适当扩大。
当用全断面一次掘进围岩维护困难时,或者由于硐室的高度较大而不便于施工,可以将整个硐室分为几个分层,施工时形成台阶状,上分层工作面超前施工的,称为正台阶工作面施工法;下分层工作面超前施工的称为反台阶工作面施工法[6]。
1)正台阶工作面(下行分层)施工法。按照硐室高度,断面可分为2个以上分层,每个分层的高度以1.8～3.0m为宜;也可按拱基线分为上下二分层[7]。上分层超前距离一般为2～3 m。采用这种施工方法应注意的问题是:要合理确定上下分层的错距。该法在必要时可以喷射混凝土或砂浆作为临时支护,采用锚喷作永久支护更为适宜。可用于围岩稳定性较好、开挖后不需或仅需局部临时支护的硐室,并要求有较强的出矸能力。
2)反台阶工作面(上行分层)施工法。下分层工作面超前边掘边砌墙,上分层工作面用挑顶的矸石作脚手架砌顶部碹[8]。该法施工能使工序减少,施工干扰小,下部断面可一次开挖至设计宽度,空间大,便于出碴运输和布置管线,能节省大揖材料,适用于围岩稳定、不需要临时支护、无大型装碛设备的情况。
2.2 导硐施工方法
鉴于该破碎硐室断面大,结构复杂,地质条件不十分明确,为防止掘进时冒顶,保证施工安全,采用导硐、先硐后墙、分层分段掘进、支护的施工方案[9],因硐室高15.5m,采用上下导硐。
2.2.1 硐室施工顺序
下部导硐施工→措施溜井施工→硐室上部导硐施工→切割槽开挖→硐室拱部开挖、支护→硐室墙部分层开挖、支护→硐室最终支护→硐室底部地槽开挖、支护。
2.2.2 施工下部导硐
1)巷道凿岩在硐室底部偏右施工下部导硐,其底板标高为硐室底板设计,其长度为硐室设计总长,断面规格为(宽×高=3.5m×3.5m)。掘进巷道凿岩机具采用人工手持式风动凿岩机YT28凿眼,在掌子面中心钻凿一个120～150mm空心孔,该孔为掏槽眼爆破提供自由面及一定的补偿空间,提高爆破效率,空心眼周围布置掏槽眼、辅助眼、崩落孔及周边眼,眼孔布设根据爆破作业设计确定。
2)巷道爆破巷道开挖采用全断面一次性爆破,掏槽采用大直径空孔桶形掏槽方式,能充分利用自由面的作业扩大掏槽效果。起爆顺序为:掏槽孔→辅助孔→崩落孔→周边孔,如图1所示。
炮眼数目N
N=q.S.η,h(a·m)
每循环炸药总量Q
式中:q一—单位炸药消耗量,据有关资料查阅,选取炸药单耗q=1.82kg/m3;
s——巷道掘进断面积,取11.1m2;
η——炮眼利用率,一般为0.8-0.9,取11.1m2;
a——每个药卷的长度,取0.2m;
a—装药系数,即装药长度与炮孔深度L之比,一般为0.5～0.7,取0.6;
m———每个药卷的重量,取0.15kg。
L——平均炮孔深度,取1.04kg。
炮眼排列及装药量表见表1。
2.2.3 措施溜井施工
在下部导硐的两端同时施工2条措施溜井,溜井规格为长×宽×高=1.5m×1.8m×至顶,两条溜井位置一前一后一左一右(分别标记为1#、2#),距离为12m。
措施溜井从下部导硐的边帮处开口,一方面确保了下部导硐人员通行的安全,另一方面当上部岩碴从措施溜井溜下来时不至于将下部导硐堵死。1#溜井作为通风、行人用,2#溜井用于溜放上部岩碴。其中,1#溜井开挖至上部导硐硐顶标高即可,2#溜井开挖至破碎硐室拱顶。
措施溜井采用普通法施工,一个施工循环包括:凿岩一爆破一出渣一通风一撬浮石一支撑子及搭设施工平台。
2.2.4 施工上部导硐
以2条措施溜井的井筒中心连线作为上部导硐的中心线方向,以硐室起拱水平向下1m作为上部导硐的底板标高,施工上部导硐。上部导硐长度与硐室长度相同,宽×高=3m×3m,爆破参数计算过程与下部导硐相同,计算结果省略。
上部导硐施工在靠近措施井时采用人工扒碴,远时安装电动耙斗耙碴,岩碴经措施溜井溜到下部导硐,岩碴由装载机装至自卸汽车,汽车拉至硐外。
2.2.5 切割槽开挖
上部导硐施工完成后,为给硐室拱部开挖创造更好的自由面,在出渣措施井一端开挖切割槽,切割槽开挖宽度为2.5m。为防止爆破后的硐渣堵塞措施井,导硐两侧的切割槽分部分次开挖,左侧第一次开挖进尺3m,右侧第一次开挖进尺2.4m,左侧凿岩爆破出渣完后,右侧再开挖,如图2所示。切割槽出碴直接采用人工扒碴,将碴石扒入措施井内溜至下部导硐内由装载机装至自卸汽车,汽车拉至硐外。切割槽施工完成后即开始拱部的开挖。
2.2.6 硐室拱部开挖
利用施工好的切割槽,在切割槽内凿岩布眼,从溜碴措施井一段向人行措施井一端推进,每循环进尺为2m。为保证拱部中间凿岩方便,将拱部划分为三个开挖区,即左、中、右开挖区,中部开挖区超前左、右开挖区2个循环,如图3。开挖拱部时应用光面爆破技术,光面层厚度可取700mm,周边孔密集系数取0.8～1.0,如图4。大曲率半径的拱部周边孔距取600mm;在拱脚小曲率半径处周边孔距取500mm。
2.2.7 分层开挖墙部
当拱部锚喷网支护结束后,从上而下依次进行墙部各分层的开挖与永久支护,分层高度3m,循环进尺为2m,为保证安全最后一层4m不再分层一次爆破,最后一层墙部局部规格部符合设计的,从下部再施工。为便于出渣,采用错层开挖,每相邻两层之间间隔距离为6m。墙部的开挖采用预裂爆破,预裂炮孔布置在边墙轮廓线上,其密集系数取1,与光面爆破相比可适当增大装药量,如图5所示。
2.2.8 下部地槽施工
地槽施工通过下部导硐刷大至设计断面,采用光面爆破,保证硐室成形质量。为便于出渣,分三次开挖至设计标高,分层高度为3m,为保证开挖时人员安全,开挖一层后即采用喷砼支护做临时支护,喷砼厚度为20～50mm,强度等级为C20,带开挖完成后进行砼支护施工。
2.3 效果分析
1)采用导硐法施工,增加了掘进迎头人工作业的自由面,为施工人员创造了平行作业的有利空间,使平行作业有了空间保障。
2)由于采用小断面导硐进行超前作业,充分利用了帮体自身的支护强度,减小了巷道在爆破、刷帮后的顶板离层量,提高了锚杆支护的质量和安全水平。
3)采用导硐法施工,减小了迎头爆破后的顶板爆露面积,减少了临时支护范围,同时减少了打眼个数,有效的节约了打眼、临时支护时间,提高了工时利用效率。
3 支护方法的确定
3.1 锚杆、钢筋网、喷射混凝土联合支护
由于破碎机硐室无工程地质勘察报告,根据设计暂按所处位置围岩等级为Ⅰ-Ⅱ级设计,采用锚杆、钢筋网、喷射混凝土联合支护,其参数如下:喷射混凝土支护厚度150mm,混凝土强度等级为C25。锚杆采用水泥砂浆锚杆,锚杆直径Φ2.0,长度2.5～3m,露出岩面120mm,锚杆间距1m,呈梅花型布置,水泥砂浆强度等级为M20。钢筋网间距150mm×150mm,钢筋直径Φ8。
施工思路:浮石清理一锚杆制安一钢筋网安装一喷浆支护。
浮石处理:在支护前必须进行浮石处理,浮石处理时保证照明充足,以两人为一班组,一人负责处理浮石,一人负责监护安全,处理浮石的撬棍必须是专业制作好的,不能用其他工具替代。
锚杆加固:浮石清理完成后,为确保下步施工安全,先对该段支护巷道进行安全性喷砼支护,喷砼厚度为20～30mm。再采用人工打锚杆眼“先墙后拱”,锚杆采用Φ20mm×3000mm,锚入围岩2900mm外露100mm,锚固剂选用药卷锚固剂。锚杆间距1m,呈梅花型布置,必须确保锚杆穿过危险石块,锚入基岩内。
钢筋网安装:采用8mm盘圆、按Φ150mm×150mm编制钢筋网,挂网支护时必须将钢筋网焊接在锚杆上,确保喷砼支护时钢筋网不晃动。在钢筋网铺设过程中,钢筋网应与受喷面起伏铺设,且钢筋网与受喷面间距控制在3cm以内。
喷浆支护:配料在地面按C25砼配合比进行拌料,并添加5%速凝剂,采用ZHP-2型干式喷浆机进行喷护作业,首先将受喷岩壁用高压风清扫干净后,人工将喷料铲入喷浆机内,调节好风、水,喷射砼喷头于受喷面距离控制在1.5～2.0m,需来回往返喷射3～5次方可保证喷砼厚度不得小于150mm,受喷面凹处可重点进行补喷。
3.2 效果分析
硐室施工完后,与砌碹支护对比,具有如下优点:
1)施工工序简单,操作方便,减少施工工期,节约工程量,通过与砌碹支护对比分析,可节约工程量20%,总工期降低一个月,明显降低了工人的劳动强度,提高了施工速度。
2)经济合理,降低了支护成本及施工费用,通过经济预算,每个硐室比砌碹支护方式可节约资金3～4 万元。
3)技术上先进,安全上可靠,该项目经过实践证明,采用锚杆、钢筋网、喷射混凝土联合支护对大断面硐室支护效果明显,安全可靠,通过后期观察测量,硐室无后期变形及喷体开裂现象。
4 结语
结合酒钢西沟石灰石矿破碎硐室施工案例,研究了矿山特大断面复杂硐室的掘进施工方法及支护方法,研究结果表明:
1)本工程采用导硐施工法,增加了掘进迎头人工作业的自由面,为施工人员创造了平行作业的有利空间,使平行作业有了空间保障。减小了迎头爆破后的顶板爆露面积,减少了临时支护范围,同时减少了打眼个数,有效地节约了打眼、临时支护时间,提高了工时利用效率。
2)本工程采用锚杆、钢筋网、喷射混凝土联合支护,相比砌碹支护,施工工序简单,操作方便,减少施工工期,节约工程量。经济合理,降低了支护成本及施工费用。技术上先进,安全上可靠。
酒钢西沟石灰石矿破碎硐室施工保证了工程质量和施工进度,取得了好的经济效益。对同类型工程施工具有一定借鉴意义。
摘要：为了有效解决工程地质与水文地质情况不明确、关联巷道复杂且结构形式多样、施工变形控制要求高等情况下矿山特大复杂硐室的施工问题,结合酒钢西沟矿扩能改造项目破碎硐室施工的成功经验,提出导硐掘进法及锚杆、钢筋网、喷射混凝土联合支护方法,有效地控制了特大断面复杂硐室的施工风险,满足了项目安全、进度和质量管理要求,对同类型工程施工具有一定借鉴意义。
关键词：硐室,特大断面,导硐,联合支护
参考文献
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复杂断面 篇5
潞安集团常村煤矿井田含煤地层为下二叠系山西组及上石炭系太原组, 含煤地层总厚为163.36 m, 含煤10~17层, 煤层总厚11.25 m, 含煤系数为6.9%。该区地质构造以褶曲为主, 地层走向近南北, 向西倾斜, 倾角3°~6°。东部以单斜为主, 伴有近东西向波状起伏;西部为近南北向褶曲。该矿煤矿开拓方式为立井多水平盘区式开拓, 分2个水平开采。现有S5-5、N3-2、N1-2三个放顶煤综采工作面。煤层顶底板状况为:直接顶为细砂岩、粉砂岩或泥岩, 平均厚度5.35 m;老顶为细砂岩或中细粒砂岩, 平均厚度5.98 m;直接底为细砂岩或泥岩, 平均厚度5.03 m。巷道开挖后, 受动压及地质构造应力影响, 巷道呈局域性破坏, 顶板严重下沉、两帮内鼓, 底鼓严重。巷道变形严重, 多次停掘巷修。因此, 研究适应该矿大断面煤巷支护的技术方案和设计参数, 采用安全经济、可行的支护方式对大断面煤巷围岩变形进行有效控制, 成为该矿的当务之急。
2 原巷道支护参数及存在的问题分析
常村矿S5-5工作面胶带运输巷沿煤层底板布置, 顶板留有4.5 m煤皮, 属于复合顶板, 巷道为梯形断面。原设计方案采用全断面锚网 (索) 架梯形工字钢单棚、空帮预留变形联合支护, 即顶部采用φ22×2 250 mm高强度螺纹钢锚杆, 加打φ17.8×8 000 mm锚索加固;帮部采用φ18×2 000 mm钢筋锚杆;顶、帮铺4 m×1.68 m菱形金属网。锚网后支架梯形工字钢单棚, 棚距0.4 m。
该工作面胶带运输巷采用原支护方案时, 锚杆支护失效, 托板脱落, 支护效果较差, 出现冒顶、顶板破碎下沉、底两帮移近等情况, 巷道局部破坏变形严重, 经对原支护现状进行分析, 主要是由以下两个方面原因造成的: (1) 围岩结构特性造成底鼓严重:3#煤层上浮岩层中存在巨厚砾岩层, 为脆性岩石, 在采区大面积开采后, 易发生脆性断裂, 其延伸长度长, 整体性减小, 造成采区压力大;煤底板为炭质泥岩和泥岩, 遇水易膨胀, 导致巷道底鼓严重。 (2) 地质构造导致巷道失稳破坏:在该工作面掘进中, 揭露6条F3的次生断层及上巷950 m处存在挠曲构造, 受构造残余应力影响, 工作面压力增大;3#煤顶板不稳定, 厚薄变化大, 且岩性为泥岩, 其间常夹薄煤层或煤线, 整体性差, 易造成巷道冒顶。
3 新支护方案设计
针对上述复杂围岩条件下巷道难以支护的现状, 通过对已施工巷道的现场调研分析, 确定将巷道断面设计为半圆拱形, 断面下净宽6.8 m、净高4.5 m, 断面23.5 m2。为适应巷道地质构造及围岩位移的差异, 改善巷道围岩状态, 巷道支护采用锚网索+36U型钢棚联合支护形式。为适应巷道围岩变形大的特点, 锚杆和锚索托盘上加设木托盘, 以便使锚杆和锚索适应围岩的变形, 防止锚杆锚索拉断。
3.1 支护参数
全断面锚网 (索) 、架36U-5.6 m拱型可缩性支架、空帮预留变形联合支护。顶、帮铺菱形金属网, 拱顶打φ22×2 500 mm钢筋锚杆, 间排距800 mm×800 mm, 加打φ17.8×8 000 mm锚索加固, 间排距1 500 mm×1 500 mm, 锚索打设位置为距两帮600 mm处各布置1根, 拱顶中间布置1根, 两帮各打φ18×2 500 mm钢筋锚杆, 间排距800 mm×800 mm, 下帮加打φ17.8×6 000 mm锚索加固, 底角锚杆与帮成75°夹角向底板下扎, 其余锚杆垂直巷道轮廓线布置。36U型棚支护腿长4 788 mm (弧长) , 梁长4 636 mm (弧长) , 梁、腿搭接500 mm, 误差±100 mm。
在断层构造带掘进, 缩小控顶距, 顶锚杆由φ22×2 500 mm改为φ22×3 000 mm, 帮锚杆由φ18×2 000 mm改为φ22×2 500 mm, 锚杆间排距由800 mm×800 mm调为600 mm×600 mm, 棚距由900 mm调为700 mm。
由于S5-5工作面胶带运输巷受周围采动影响, 巷道已出现严重的底鼓现象。为保证巷道的正常使用, 采用底部铺铁丝网、打底锚杆、可缩性反底拱配合两道工字钢联锁对该段底鼓巷道进行压力治理。反底拱安装示意图如图1所示。
底部铺铁丝网时要求网与网的搭接长度不小于100 mm, 然后在铁丝网的搭接处及两网之间打上地锚杆, 最后可根据巷道实际下宽调整反底拱的搭接长度, 并在托盘与U型钢梁搭接处焊接限位装置 (U型钢短节) , 以防止巷道受侧压时柱腿内移。同时为保证巷道的整体稳固性, 通过铺铁丝网、打地锚杆, 安装可缩性反底拱并配合两道工字钢联锁对该段底鼓巷道进行压力治理后, 对巷道底鼓破坏的控制起到了显著的效果。
3.2 支护效果分析
为判断巷道支护设计是否合理, 检验巷道的支护效果, 对巷道断面相对位移与巷道底鼓位移观侧。在针对巷道断面相对位移进行检测时, 布置3个测量断面, 采用双“十”字交叉布置测点;巷道底鼓位移观测时, 在各测量断面上, 巷道底板布置2个测点, 采用经纬仪从井底车场附近的稳定测量点, 导线测量获得各被测点的底板隆起的绝对位移值, 经分析统计数据生成顶底板相对位移量及巷道底鼓位移变化曲线如图2所示。
由图2分析可知, (1) 巷道断面相对位移主要发生在巷道开挖后15 d之内, 以后逐渐趋于稳定;巷道两帮相对位移 (88 mm) 大于顶底相对位移 (80 mm) ; (2) 巷道底鼓变形主要发生在巷道开挖后11 d以内, 以后趋于稳定, 巷道底鼓较小, 只有35 mm左右, 这说明围岩松帮卸压及采用反底拱支护对巷道底鼓破坏的控制起到了显著的效果。由此表明, 大断面煤巷采用全断面锚网 (索) 、架36U-5.6 m拱型可缩性支架、空帮预留变形联合支护是可行的, 为矿井通风、运输、行人、防冲工作提供了有利条件, 降低了不安全隐患的产生几率, 为安全生产打下了坚实的基础。
4 结论
围绕复杂围岩条件下大断面煤巷难以支护问题, 分析了常村煤矿S5-5工作面胶带运输巷的变形破坏特征, 确定巷道支护方案和支护参数。通过现场实测验证的方法对巷道支护方案和支护参数进行验证得出, 大断面煤巷采用全断面锚网 (索) 、架36U-5.6 m拱型可缩性支架、空帮预留变形联合支护是可行的, 有效地解决了巷道顶板严重下沉、两帮内鼓, 底鼓严重的问题, 对大断面煤巷围岩变形进行有效控制, 为该矿实现安全高产高效生产提供了坚强保证。
摘要：潞安集团常村矿S5-5工作面胶带运输巷围岩条件复杂, 受动压及地质构造应力影响, 导致巷道呈局域性破坏, 顶板严重下沉、两帮内鼓, 底鼓严重。该矿通过对原架梯形工字钢单棚支护设计存在问题的原因及全断面锚网 (索) 、架36U-5.6 m拱型可缩性支架、空帮预留变形联合支护工艺参数进行详细分析, 对巷道顶底板相对移近量及底鼓位移变化曲线进行检测, 提出采用全断面锚网 (索) 、架36U-5.6 m拱型可缩性支架、空帮预留变形联合支护工艺。
复杂断面 篇6
煤矿巷道支护经历了木支护、砌碹支护、型钢支护到锚杆支护的漫长过程, 国内外的实践证明, 锚杆支护是经济、有效的支护形式, 比其它支护形式有着难以比拟的优越性。随着锚杆支护的推广应用, 在实践生产应用中为适应不同的地质状况并考虑成本因素, 锚杆的材质也在不停的变化着, 如铁丝锚杆、圆钢锚杆、螺纹钢锚杆等在不同的围岩特征下都有着广泛的应用。在复杂地质条件下特别是大断面的巷道支护中, 仅仅依靠简单的锚杆支护已不能满足巷道的正常使用, 因此采用联合支护形式, 充分发挥各种支护形式的优越性, 取长补短, 相互配合从整体上提高支护效果便成为支护发展的方向。支护方式的多样性, 材质的多样性, 不同的组合产生的支护效果也会不同。本文以下石节煤矿为例, 阐述了通过多种尝试, 摸索出的大断面复合支护在一定的地质条件下取得的成功, 为类似地质条件下的巷道支护提供了一定的实践基础。
1 工程概况
下石节煤矿井田地处黄陇侏罗纪煤田焦坪矿区西南部, 煤系地层为倾向北西的单斜构造, 分属中侏罗系直罗群及下侏罗系延安群。目前开采深度约600m左右。煤系地层地质条件较差, 地压显现强烈。矿井布局为“一井一面”的集约化生产布局, 采用一次采全高的回采工艺, 自然跨落法管理采空区。950轨道石门为下石节煤矿的井底辅助运输巷, 肩负着矿井辅助运输及出矸任务。950轨道石门直接底板为炭质泥岩, 片状、松散、破碎, 厚度1m左右, 其下为根土岩, 灰褐色泥岩, 块状, 厚度2.98m。花斑泥岩, 为紫杂色泥岩, 团块状、含铝质, 厚度5.6m。煤层直接顶板为深灰色粉细砂岩, 泥岩胶结, 斜层理及缓波状层理, 厚度21.9m左右, 老顶为灰色粗砂岩, 中厚层状, 主要成分为石英及长石, 泥质胶结, 易风化, 厚度16.8m左右, 井田东部相变为细砂岩。
下石节煤矿950轨道石门采用直墙半圆拱型断面, 巷道毛宽5.4m, 巷高4m, 直墙高1.3m, 巷道毛断面18.47m2。此条巷道整体为穿层巷道, 层位从煤层底板穿过煤层, 最终至煤层顶板。巷道层位处在煤层底板和煤层中的巷道, 支护破坏较大, 巷道层位完全处在煤层顶板段的巷道基本无变化。根据巷道所处层位, 巷道支护破坏段围岩硬度为3, 属于松软型。巷道原支护采用的是锚杆规格为准20×2250毫米螺纹锚杆, 网为1×10米的铁丝网, 顶板每排布置2组锚索, 规格为准15.2×6200毫米的强力钢绞线, 两根一组的组合锚索, 托梁为3米长的12#槽钢。在此种支护情况下, 巷道在使用过程中, 由于巷道来压, 在1年的周期内, 顶板出现0.3-0.7m的下沉, 帮部位移量在0.4m左右, 顶帮出现网包离层, 底板出现0.5-0.8m不等的底鼓, 巷道断面收缩较大, 因此必须进行扩巷维修, 造成巷道返修率高。同一段巷道经过多次维修后, 巷道围岩的松动圈越来越大, 给支护带来了较大的难度。从巷道原有锚网支护的失稳、破坏形式看, 大部分锚网支护巷道的失稳、破坏都以支护承载结构的结构性失稳为主。在特定的条件下, 影响支护承载稳定性的主要因素可归结为两大方面, 一是支护材料的强度;另一方面则是由支护承载结构的自身稳定性所决定。对支护承载结构而言, 其失稳、破坏首先发生在支护结构实际受力超过其许用应力的危险截面 (薄弱部位) , 并随着破坏区域的非线性扩展, 最终导致支护承载结构整体失稳。因此, 在巷道支护设计中, 针对特定的条件, 如果是支护材料强度方面的原因, 则应提高支护材料的强度;如果是支护承载结构本身稳定性差, 则应分析引起巷道支护承载结构失稳破坏的原因, 采取相应措施, 在确保支护材料自身强度的前提下, 对支护承载结构存在的薄弱部位进行加强, 提高支护承载结构的稳定性。在直墙半圆拱巷道锚网支护承载结构实际承载过程中, 帮部梁结构是顶部拱结构的基础。为适应巷道围岩变形特征, 提高锚杆支护承载结构的稳定, 应采取相应措施首先加强两帮梁结构的稳定性。同时根据巷道围岩的变形特点和锚网支护承载结构的稳定性, 采用锚索对锚杆支护进行加强。其重点是根据支护结构补偿原理, 合理确定加强支护位置。支护加强位置的合理选择, 是基于结构补偿后能大幅降低支护结构的不均匀变形, 提高支护结构的整体稳定性。根据巷道围岩条件和巷道围岩变形特征, 采用锚索进行结构补偿, 防止锚网支护承载结构的不均匀变形, 提高锚网支护承载结构整体的稳定性。
2 维修加固方案
2.1 施工工艺
巷道经过扩巷维修达到设计断面后, 先对巷道进行混凝土初喷, 控制围岩的塑形变形, 尽量减少围岩的裸露时间, 降低围岩的风化, 使本就脆弱的围岩不至于很快松动剥落。初喷后按正常支护顺序进行锚网索喷支护, 最后对巷道全断面注浆, 继续对松动及破碎围岩进行加固, 利用浆液将松散破碎的围岩胶结成整体, 提高围岩自身的强度, 使其承载力增强, 最大程度上发挥其整体的稳定性。
2.2 支护参数
锚杆规格为准20×2250mm螺纹锚杆, 护表为1×2米的钢筋网, 巷道顶板每排布置5组锚索, 两帮各布置一组锚索, 锚索为准17.8×6200mm的钢绞线, 两根一组的组合锚索, 托梁为3m长的18#槽钢, 每两排锚杆之间在拱间、底脚各补打一根加强锚杆, 巷道全断面喷浆, 封闭喷射混凝土所用的水泥标号为425#硅酸盐水泥, 砂子为中粗砂, 石子粒径为6~9mm的碎石, 其配合比 (重量比) 为1:2:2, 水灰比为0.45, 速凝剂掺量为不少于水泥用量的3%, 不大于水泥用量的5%。全断面注浆, 注浆锚杆采用4"的钢管, 长度1.5米, 注浆锚杆的间排距为1.6×1.6米, 与螺纹杆锚杆插空布置。
2.3 方案特点
增加布置的顶底角锚杆, 降低了巷道拱间容易破坏变形的程度, 特别是在围岩松软, 巷道成形差的巷道中, 增加布置的顶底角锚杆与正常布置的顶底角锚杆组成的间距为0.4m的密集支护区, 基本消除了巷道拱间的支护薄弱点, 从整体上提高了支护强度。护表采用的钢筋网, 有效的增加了护表能力, 提高了支护强度。锚索为准17.8×6200毫米的强力钢绞线, 两根一组的组合锚索, 托梁为3米长的18#槽钢的锚索支护, 同时增加布置帮锚索, 从整体上增加了支护强度, 提高了支护效果。采用全断面注浆, 注浆后浆液将松散破碎的围岩胶结成整体, 从而提高了岩体的自身强度, 有效的提升了岩体的力学物理性质, 从而实现利用围岩自身作为支护结构的重要部分, 充分提高围岩的自承能力。
2.4 方案施工要求
在巷道施工时巷道尺寸必须达到设计要求;锚杆, 锚索位置、角度严格按照设计要求施工;锚杆, 锚索孔一定要吹洗干净, 严禁使用变质的树脂锚固剂;锚杆和锚索角度垂直岩面;钢筋网与围岩间一定要喷严喷实;为了保证施工质量, 须对锚固力进行抽检, 抽检不合格的锚杆索, 必须在其周围补打合格的替代锚杆索;锚索安装两天后, 如发现预紧力下降, 必须及时重新张拉;锚网支护施工质量检查合格后方可喷浆。
3 结论
采用此种复合支护的巷道, 在巷道使用中, 巷道来压对巷道的支护破坏不大, 巷道形变不明显, 但局部会出现浆皮开裂现象, 部分底板会出现底臌, 在使用中, 通过及时敲掉开裂浆皮, 进行小范围的起底处理, 就能保证巷道的正常使用, 且上述维修成本较低。此种复合支护方式的缺点是初次投资较高, 但在单位时间内巷道的返修率大幅下降, 总体上衡量, 总投资成本还是有所降低, 对于围岩状况较差的区域, 巷道维修中使用此种支护方式能起到较好的效果。
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复杂断面 篇7
采用平面分流组合模 (以下简称分流模) 挤压特种空心铝型材是目前最为可行的生产加工方法[2]。此类型材模具的分流孔数目多、模腔结构复杂, 相关尺寸繁杂, 设计难度较大, 依靠工程类比和模具设计师个人经验的传统的模具设计方法很难满足要求。目前以数值模拟取代部分实验, 已成为研究复杂构件精确成形过程、制定合理模具结构、优化工艺、奠定成形理论的最有效手段[2]。
应用于挤压成形数值模拟的方法主要包括有限元法 (FEM) 、有限体积法 (Finite Volume Method, FVM) 及任意拉格朗日欧拉法 (Arbitrary Lagrange Euler, ALE) 。基于FEM和FVM的数值模拟方法主要用于模拟分析瞬态挤压过程[3], 国内外学者通过该方法获得了焊合室深度对圆管挤压时的挤压力、应力应变场及模具受力的分布规律[4];微通道管成形时的金属流速分布和焊合质量特征[5];模具结构参数对挤出空心型材外形质量的影响[6];挤压速率对空心型材焊合质量的影响[7];方管挤压成形过程中死区分布、金属流速及其焊合质量等信息[8,9]。基于ALE的数值模拟方法主要用于稳态挤压过程分析, 如多腔壁板铝型材挤压成形过程的速度场、温度场、应力场及金属流动情况[10];阻流块的截面形状对流速控制的关键作用[11];列车车体型材挤压过程的金属流速及模具结构分析等[12]。
分流模挤压焊合过程是连接分流与成形过程的纽带[13], 尤其是对于复杂断面空心型材, 分流孔多且面积、形状不同, 焊合室内金属流变行为、焊缝位置难于预测, 而只有准确获得分流模模腔内围绕模芯的金属焊合过程、焊缝形状与位置情况, 才能合理设置分流孔配置, 挤出表面平直的型材制品。
然而, 对于焊合面无法简化为刚性对称面的空心型材, 上述三种数值模拟方法都不能直接模拟其挤压焊合过程, 为此本文作者在有限元法的基础上, 提出了一种焊合区网格重构技术[14], 解决了该计算难题, 率先对双孔模挤压方管过程的分流孔面积比、死区形状及分布、焊合室高度、模芯偏移等方面进行了研究[15,16]。在上述研究的基础上, 本工作针对某企业的工业用复杂断面空心铝型材, 采用该方法研究了该类型材挤压焊合过程的金属流变行为、焊合面位置、焊合力、型材成形质量等问题。在此基础上对分流孔配置中的分流孔面积、位置、宽展角等结构参数进行优化。
1 几何模型及焊合面网格重构
某企业所需复杂断面空心型材如图1所示, 断面面积为1435.5mm2, 有两个型孔、一个凹槽、一个C形槽。
挤压成形所需的分流模三维实体模型如图2 (a) , (b) 所示, 相应尺寸参数如图2 (c) , (d) 所示。可以看出上模有8个分流孔、2个模芯和1个引流孔。下模焊合室轮廓尺寸和上模分流孔外轮廓尺寸相同。图2 (c) 中, 相邻分流孔间H1与H2为10mm, H3为23mm, H4为23mm;分流孔Q2, Q3, Q6, Q7的宽度b为13mm;宽展角D为6.7°;分流孔Q1, Q5, Q8面积为1881.9mm2, Q2, Q3, Q6, Q7面积为1594.5mm2, Q4面积为1418.0mm2;Q4分流孔长度h为21mm, 上模厚度为110mm;模芯长度为32mm;下模厚度为87mm, 焊合角θ为30°;挤压筒内径为238mm;引流槽宽度为11mm;挤压比为30.4, 焊合压缩比为9.3。
模拟计算时将A6xxx铝合金坯料设为黏塑性材料, 模具设为刚性材料, 坯料和模具之间选用剪切摩擦模型, 摩擦因数 (τ为接触摩擦切应力, σ为材料的流动应力) 。根据A6xxx铝合金的圆环压缩实验结果, 取m=1。参考现场生产工艺, 坯料温度500℃、模具温度480℃、挤压筒温度420℃、挤压垫温度30℃, 挤压速率2mm/s, 有限元模型沿箭头方向装配前的位置情况如图3所示。
对于该类空心型材的焊合过程模拟计算时, 存在焊合面网格单元相互接触, 重叠的网格单元节点不能合并为一个节点, 导致网格单元产生穿透, 模拟计算被迫终止的现象。为此本文作者提出了一种基于Deform-3D结合Pro/Engineer的焊合面网格重构技术[14], 当焊合面网格单元相互穿透区域和未穿透区域的体积相等时, 删除相互穿透区域同时填补未充满区域网格, 以满足挤压成形过程中体积不变准则。对于本工作的空心型材, 根据模具结构, 共有9个焊合区, 在模拟计算时根据焊合顺序对9个焊合区逐一进行网格重构才能获得所需结果, 如引流孔内的焊合区网格重构情况如图4所示。
2 模拟结果与分析
2.1 焊合过程金属流动行为分析
分流模挤压通常分为分流、焊合、成形三个过程。对于该类型材, 通常的模拟手段只能获得分流和成形阶段。图5为分流和成形阶段的模拟结果。由图5 (a) 可知, 在分流阶段金属从上模的8个分流孔中流出, 中部4孔流速快、边部4孔流速慢, 随着挤压行程的增加, 各孔内分流的金属长度差逐渐增大, 当中部孔的金属率先与焊合室底面接触、开始径向流动时 (中间4孔内分流的金属头部呈平面) , 边部孔内金属尚距离焊合室底面有一定的距离, 如图5 (b) 所示。在成形阶段, 挤出型材的断面流速不均, 中部流速远大于左侧边部, 型材底边中间部位上产生了卷翘, 如图5 (c) 所示。
根据上述计算结果, 很难准确推断产生缺陷的各分流孔的关联情况。而清楚再现密闭的焊合室内金属围绕模芯的流动行为、焊合面的焊合顺序及位置等金属流变焊合特征, 可为分流孔配置优化设计提供有效的理论依据。
在分流阶段, 中部4孔内的金属流速远高于两侧4孔。当行程为36.7mm时, 中部4孔金属开始同时填充焊合室, 而此时两侧4孔的金属尚处于分流阶段, 在行程达到41.3mm时, 抵达焊合室, 此时分流阶段完成, 8孔内的金属开始填充焊合室。在焊合室内的金属流动行为如图6所示, 焊合的初始阶段如图6 (a) 所示。
根据图6 (b) 可知, 在行程为48.4mm, Q2和Q3孔间的焊合面最先开始焊合, 此时Q6和Q7等孔间焊合面尚未开始焊合。当行程达到49.7mm时, Q2和Q3孔、Q6和Q7孔焊合面完成焊合, 如图6 (c) 所示。由图6 (c) 还可知, 由于此4孔内金属流速明显高于边部 (Q1, Q4, Q5和Q8) 分流孔, 使得向边部分流的焊合面流过分流桥的对称面, 导致焊合位置偏离分流桥对称线, 如图6 (d) 所示。这种分流桥下的金属流动不均, 不仅对挤出型材的平直度产生影响, 也将使得分流桥受力不均, 影响使用寿命。
当挤压行程为51.0mm, 根据图6 (e) 可知, 图中Ⅰ~Ⅸ代表9个焊合部位, 此时Q1和Q2孔 (Ⅰ) 、Q5和Q6孔 (Ⅴ) 、Q7和Q8孔 (Ⅶ) 、Q3和Q6 (Ⅸ) 引流孔的金属都已经完成焊合, 加上率先完成焊合的Q2和Q3孔 (Ⅱ) 、Q6和Q7孔 (Ⅵ) , 焊合室内9个焊合部位, 已经完成了6个。剩余3个部位中, Q3和Q4孔 (Ⅲ) 间焊合面即将产生焊合, 只有Q4和Q5孔 (Ⅳ) 、Q1和Q8 (Ⅷ) 孔内焊合面相距较远。随着挤压行程的增加, 在剩余3个未完成的焊合部位 (Ⅲ、Ⅳ、Ⅷ) 中, 由于Q4和Q5孔 (Ⅳ) 处的凹形槽角部难于填充、同时Q4和Q5孔处于边部、金属流速慢, 因此是整个焊合室内最后充满的部位, 如图6 (f) 所示。当挤压行程达到52.0mm时, 整个焊合过程结束, 开始完全进入成形阶段, 挤出型材头部形状如图5 (c) 所示。
2.2 分流孔配置优化
通过上述模拟结果可得, 产生挤出型材缺陷的主要原因是模具的边部Q1, Q4, Q5和Q8等4个分流孔相对中部4孔流速过慢, 其中Q4孔流速最慢同时金属流量少;中间4孔流速也存在不均匀现象, Q2和Q3孔快, Q6和Q7孔慢。为了使焊合部位尽量保持在分流桥的对称线附近, 同时尽量满足各焊合面能够同步焊合, 对分流孔尺寸配置优化如下:
(1) 为提高边部4孔流速, 将宽展角D由6.7°减小为5.2°。
(2) 通过减小Q4孔与模具中心的距离、增加分流孔面积, 提高Q4孔金属流速及流量。为此将H3由23mm减为20mm, 使得Q4与Q3的间距变为28mm, 分流孔底部距离中心线距离B1由13mm减为10mm, 相应的h1增加到58mm, 从而Q4孔面积增为1796.7mm2。
(3) 为了有利于凹形槽部位的填充, 将Q5和Q6孔间距H4由23mm增为25mm。
(4) 通过减小中部Q2和Q7孔的金属流量, 改善Q1和Q2、Q7和Q8孔间的焊合位置。为此将Q2和Q7孔的宽度b由32mm减为30mm, 其面积减为1505.1mm2, 与挤压筒中心距离H1由10mm增加到13mm。
分流孔配置尺寸优化前后, 当Q2和Q3孔 (Ⅱ) 开始焊合时, 焊合室内各焊合面的流速及位置情况如图7所示, v1和v2分别为优化前后焊合面流速, 图中深颜色区为优化前焊合面的流动位置, 浅色区为优化后的位置。
由图7可知, 对于焊合部位Ⅲ, 焊合面优化前的流速v1为3.46, 6.14mm/s, 左低右高, 两者流速相差2.68mm/s;使得焊合部位在分流桥对称线的左侧。优化后流速v2为6.21, 5.68mm/s, 两者流速差仅为0.53mm/s, 使得焊合部位基本保持在分流桥的对称线。同理可知, 各个焊合面的流速差均得到较大改善, 同时焊合部位从原来的仅有1个Ⅱ, 增加Ⅰ、Ⅱ、Ⅳ、Ⅵ、Ⅶ共5个部位, 焊合的同步性得到较大改善, 如图8所示。可见分流孔配置优化后, 焊合室内金属的流动均匀性得到了较大改善, 消除了优化前挤出型材断面流速不均、底面卷翘、分流桥受力不均等缺陷, 改善了挤出型材的外形质量, 提高了模具寿命, 如图9所示。
分流模挤压过程中, 焊合室内静水压力决定焊合质量及模芯均匀受力情况, 模具结构优化后, 稳态挤压时金属变形体的静水压力分布如图10所示。由图10可知, 焊合室内的静水压力分布由焊合室周边向模芯表面逐渐减小, 模芯周围所受静水压力分布均匀, 约为253MPa, 能够满足焊合要求。由于模芯受到不均应力作用而产生偏移是导致型材断面壁厚偏差的主要因素之一, 由图10还可知, 模芯受力均匀, 不容易产生偏移, 有利于提高模具使用寿命, 减小和避免型材壁厚超差缺陷。
3 实验验证
根据优化后的模具尺寸, 加工制作的分流模实物, 如图11所示。采用模拟工艺参数, 在2500吨卧式挤压机上进行生产实验, 初始阶段 (挤出型材的头部) 和稳态挤压时型材外形的模拟和挤压实验结果, 如图12所示。可知, 两者金属流动行为的趋势基本相同, 表明采用此计算方法可为复杂断面空心铝型材分流模挤压分流、焊合、成形过程金属流动行为规律以及模具结构优化设计提供理论参考。
4 结论
(1) 采用Deform-3D有限元计算软件, 通过焊合面网格重构技术实现了复杂断面空心铝型材分流模挤压时包括焊合过程在内的全过程三维有限元数值模拟。
(2) 在获得焊合室内金属围绕模芯的流动行为、焊合面的焊合顺序及位置等金属流变特征的基础上, 通过调整分流孔面积、各分流孔与挤压筒中心距离、两侧分流孔的宽展角的配置, 改善了焊合过程的金属流动均匀性, 使得同步焊合部位由原来1个增加到5个, 进而消除了挤出型材断面中部流速快、左部慢与底面卷翘等成形缺陷。