关键词：
尺寸确定（精选七篇）
尺寸确定 篇1
我厂是个水泥粉磨厂, 主机的台时产量高低与能源的有效利用息息相关, 同时主机台时产量的高低与磨内钢球的合理级配有着直接的关系, 因此, 通过多年的研究, 在磨机的产量与降低能耗方面取得了一定的效益。
1 物料粒度与钢球最佳尺寸的关系
把钢球最佳尺寸解释为:以最大速度粉碎物料的钢球尺寸。
根据物料三大粉碎理论:体积理论、表面积理论和裂纹理论, 磨内物料粒度dw与钢球直径d的关系应符合下列一般关系式:
如果根据条件确定 (1) 式中的指数n及系数k的数值, 就能方便地利用 (1) 式得到钢球的最佳尺寸。为了准确地确定指定条件下n及k的数值, 下面对各粉碎理论的适宜范围进行简要分析。
(1) 体积理论比较适合于破碎作业, 尤其是粗碎和中碎。按照中碎的一般概念, 是将大块物料破碎至25mm左右。磨机内钢球对粒度≤25mm物料的粉磨, 基本上是以能击破碎的形式进行的。因此, 当入磨物料粒度dw≥25mm时, (1) 式中的指数n应符合体积理论, 即n=1/3。
(2) 表面积理论比较适合于破碎比i较大 (i>30) 的粉磨作业。就球磨机整体而言, 破碎比是比较大的, 应符合表面积理论。但对各仓单独完成的破碎比而言, 却并不是很大的 (一般i>25, 特别是粗磨仓) 。因此, 在通常情况下, 不必采用表面积理论来确定 (1) 式中的n值。
(3) 裂纹理论介于两者之间, 处于破碎及研磨的中间状况, 在较宽的物料粒度范围内能得到准确结果。因此, 在物料粒度dw<25mm时, (1) 式中的指数n应符合裂纹理论, 即n=1/2。
根据物料粉磨理论, (1) 式中k值与磨机内径D、磨机临界转速与工作转速比Cs、物料粉碎功指数wi及物料比重r0有关。据有关研究试验:“不管钢球尺寸选择如何, 粉磨速度常数与磨机内径D0.7成正比。因此, 可以说磨机直径对钢球最佳尺寸的影响是微不足道的”。排除了系数k与磨机内径D的关系。在大量生产实践中, 看不出磨机转速比Cs与钢球尺寸的明显相关性, 且磨机的转速比Cs通常在65%~85%范围内, 在此中值 (Cs=75%) 为计算基准时, 对计算结果影响极小, 可不予考虑。
由以上讨论得出: (1) 式中的系数k基本只与物料粉碎功指数wi及比重r0有关。据大量数据, 得:
注:功指数Wi为短吨 (907kg) , 换算为公制时采用系数1000/907=1.1。
将 (2) 式代入 (1) 式得到:
(3) 式适用于物料粒度dw≤25mm时钢球尺寸的计算, 表1列出一些物料的Wi及r0值, 只需将被粉磨物料的Wi及r0值 (或同时被粉磨的几种物料的加数值) 代入 (3) 式, 即可得到相应计算公式, 如:
也可按 (3) 式和表1数据计算并绘制出钢球直径d与常用物料粒度dw的关系图 (如图1) , 以便更好地在生产过程中应用。
2 对本文方法的分析评价
以三仓开路长磨生产回转窑塾料为例。
磨机第一仓的主要任务是粉磨大于8mm的熟料 (隔仓) 板蓖缝一般为10~15mm。当入磨物料最大粒度dwmax=25mm时, 按图1所示, 应采用Φ60~110mm的钢球, 与大量生产实际数据十分吻合。
对于小型双仓水泥磨, 一仓的任务是粉磨≥7mm的立窑熟料, 二仓的任务是粉磨约≤5mm的立窑熟料, 当dwmax=25mm时, 按图1所示, 一仓应采用Φ50~90mm的钢球, 二仓应采用Φ25mm×30mm和Φ20mm×25mm的钢锻。
以上分析结果说明, 按本文提出的方法确定球磨机钢球、钢锻的尺寸是比较可靠的。值得提出的是, 本文提出的方
磨机第二仓的任务是粉磨4~8mm的熟料, 隔仓板蓖缝为6~8mm, 按图1所示, 应该用Φ40~60mm的钢球, 亦与实际生产的结果相符合。
磨机第三仓的主要任务是粉磨≤4mm的熟料, 使之达到成品的细度要求。开流磨的第三仓, 为了提高粉磨效率, 通常用钢锻作研磨体, 利用本文提出的方法, 也能确定应采用的钢锻尺寸。水泥成品一般要求0.8mm方孔筛筛余<10%, 所以把物料粒度dw=1mm作为选用钢球的下限值, 由图1查得:
将所得的钢球直径按重量 (体积) 相等的原则, 换算为钢锻直径, 即:
式中:dD, LD———分别为钢锻的直径和长度 (mm) 。
由于钢锻的径向磨损大于轴向, 我国钢锻的长径比 (dD/LD) 一般在1.2左右, 将此关系代入 (7) 式得到dD=0.8d, 于是可供选择的钢锻为:Φ17mm×22mm, Φ25mm×30mm, Φ30mm×36mm, Φ35mm×42mm
对于双仓一级圈流生料磨, 一仓的任务是粉磨≥10mm的物料。当dwmax≈25mm时, 按图1所示, 一仓应采用Φ40~80mm的钢球, 二仓应采用Φ30~40mm的钢球或Φ25mm×30mm和Φ30mm×35mm的钢锻。
法亦适用于微钢锻尺寸的确定。
3 应用举例
熟料开路粉磨, 要求比表面积较高时, 细粉有聚集成团的倾向, 造成粉磨工作的困难。史密斯公司为开路细粉磨发明了一种多管磨机的粉磨系统。该系统在粗粉磨的磨机内预先将水泥磨到细度为2500~3000布莱恩数, 然后在微钢锻磨机中进一步粉磨, 细度可高达4000~6000布莱恩数。该系统的能耗低于正规的闭路粉磨系统, 成品水泥粒度组成与闭路磨相适应的水泥相同。
现在就用本文提出的方法来确定该系统微钢锻规格。
对于布莱恩数为2500~3000的水泥, 其可能存在的最大颗粒约为0.25 (0.2mm方孔筛有筛余) , 以此粒度为确定微钢锻尺寸的上限。该系统成品0.045mm方孔筛筛余为3.6%水泥, 所以, 以dw≈0.06mm作为确定微钢锻规格的下限。用本文提出的方法先得到对应的钢球直径d, 然后换算为钢锻直径dD, 结果如表2。
mm
从以上结果看, 应采用Φ4~9mm的微钢锻。史密斯在该系统的Φ2.9mm×10.4mm微钢锻磨中实际采用的钢锻直径为Φ4~8mm。采用本文方法得到的结果与实际数据十分吻合。
4 结束语
影响粉磨工艺过程的因素很多, 如磨机结构、通风状况、工艺过程、研磨体尺寸及级配和物料特殊性等, 只有切实做好各个基础环节的工作, 才能获得令人满意的结果。准确确定具体条件下钢球、钢球的最佳尺寸, 是其中一个基础, 也是不容忽视的一个重要环节。这个环节做好了, 对于整个水泥厂的节能降耗具有非常重要的作用。我厂通过近几年的不断研究探索, 在此方面取得了较为满意的成果。综合电耗从原来的40kW·h下降到目前的32kW·h, 取得了很好的经济效益。
摘要：通过对粉磨工序中影响磨机台时产量的主要因素——钢球的级配及装载量的分析, 总结出在水泥粉磨阶段主机的台时产量与钢球级配的关系, 对提高台时产量, 节能降耗具有重要的意义。
关键词：磨机台时产量,钢球,级配
参考文献
[1]沈威.水泥工艺学.中国建筑工业出版社
[2]于润如.水泥厂工艺设计.中国建材工业出版社
尺寸确定 篇2
摘要：为分析松散含水层下复合关键层顶板导水裂隙带发育高度，以期合理确定采区开采上限标高，本文通过物理模拟实验，研究了该岩性赋存特征顶板覆岩破坏规律及导水裂隙带发育高度，结果表明：近距离赋存的两关键硬岩层呈现非同步破断，距离煤层较近的关键层对采场矿压起主要控制作用；随工作面向前推进，下部关键层形成周期性破断，采场充分开采时上部关键层出现断裂，进而达到采场顶板导水裂隙带发育最大高度49.7m，为平均采高的12.7倍。该买验结果与工程实践中采用并行电法进行导高测试结果相互印证，为该采区留设防水煤岩柱尺寸提供指导依据。
关键词：复合关键层；导水裂隙带；物理模拟；电法探测
中图分类号：TD325
文献标志码：A
文章编号：1672-1098（2016）04-0010-06
煤层开采后，上覆岩层中具有明显的分带特征。越靠近煤层顶板，受采动影响越强烈，岩层垮冒并不规则堆积在采空区中，形成冒落带；未垮落岩层，受拉、压及剪切作用产生明显的变形、破坏，形成大量顺层裂隙及层间裂隙，这些裂隙与采场贯通成为流体渗流通道，形成导水裂隙带。针对导水裂隙带发育高度，国内外学者做出了大量研究工作，文献[5]根据“四带”理论，推导出关于面长及煤岩体强度的导水裂隙带高度计算公式。文献[6～7]结合导水裂隙发育高度受覆岩关键层层位的影响规律，提出了预计导水裂隙带高度的新方法。文献[8]等分析了导裂高度发育的因素及过程，得出了计算导水裂隙带发育高度的经验公式。文献[9]对覆岩采动导水裂隙分布特征进行理论分析，提出了破断裂隙贯通度的概念和计算公式。
文献[10]对影响综采（放）”两带”发育高度的煤厚、顶板岩性、岩层组合、采深、工作面斜长、推进速度等多种因素进行研究，得到综采（放）导水裂隙带高度与主要指标之间的多元回归统计关系式。综上表明，已有的研究成果都是在特有的地质条件下取得的。采煤及顶板管理方法、开采强度、覆岩力学性质及结构特征、重复采动、构造应力以及时间等因素均可影响导水裂隙带发育高度。因此，特定地质条件下的导高应具体分析，并通过实践验证，才能更好的指导生产及相关设计。
为合理设计淮南潘三矿西三采区13-1煤层开采上限，对该煤层第二区段1622（3）工作面导水裂隙带高度进行实验分析及电法实测，用以指导设计 第一区段1612（3）工作面防水煤岩柱的留设尺寸。
1.地质条件
潘三矿1622（3）综采工作面为该矿井西三采区首采面。工作面标高-560
-598m，距基岩面高度96.2～125.4m，如图1所示。该面主采13-l煤层，煤厚3.1-5.0m，平均厚度3.9m，属近水平煤层，平均倾角8°，赋存稳定。工作面斜长240m，走向长1115m。通过地面钻孔揭露1622（3）工作面顶板岩性，如图示2所示，直接顶为6.8m厚的复合顶板，由泥岩、砂质泥岩及煤组成，老顶为11.3m细砂岩，抗压强度93.22MPa，其上部间隔18.4m厚砂质泥岩又赋存一层13.2m厚细砂岩，抗压强度92.85MPa。
当两关键层距离较近时，无论上部或下部坚硬岩层都将对下部或上部坚硬岩层的采动变形和破断产生影响，也即对采动覆岩变形、破断、移动全过程产生影响，从而形成关键层的复合效应。图2所示，采场覆岩中两层相临的硬质砂岩层组成了复合关键层，控制采场上覆岩层运动。
2.复合关键层顶板结构特征相似试验
2.1相似模型的建立
相似模型以砂子为骨料，石膏、石灰（碳酸钙）为黏结材料，并掺人适量的水，根据钻孔柱状和现场的地质力学参数，按照相似模拟实验基本原理和相似系数计算模型各分层的材料配比，分层填装铺设，在层与层之间撒云母片做岩层的层面并随机划出节理。
在试验前准备阶段，将模型表面粉刷成白色，并画上5cm×5cm（横向×纵向）的网格，以利于观察模型的变形破坏。在模型养护达到要求并且加载及测试系统就绪后，即可进行模拟开采。
开切眼位于模型右侧距离模型边界50cm处，每次开挖5cm，每隔2h开挖一次，相当于实际工作面推进5m，停采线距模型左边界50cm（见图3）。
2.2覆岩破坏空间结构特征
工作面从切眼位置开始向前推进，采过15cm时，部分直接顶开始垮落，未完全垮落的页岩、泥岩相继出现离层。再向前推进5cm，6.8cm厚复合顶板整体垮落，形成直接顶初次整体垮落。继续向前推进，整个复合顶板以6～8cm破断距呈现周期性垮落，直至工作面推进60cm，采场顶板矿压显现以直接顶周期破断为主，但此时11.3cm厚细砂岩层弯曲变形，具体如图4a。垂直位移数字图像反映出，该开采阶段煤层直接顶矿压显现较剧烈，而其上部老顶变形不明显，如图4b所示。
当工作面推进65cm时，11.3m厚老顶破断，形成老顶初次来压。由图5a可以看出，老顶破断后形成三铰拱，该拱结构上部与其上位岩层分离，下部承载于直接顶垮落的矸石。老顶初次破断岩块长度约为40cm，在煤壁处顶板破断角约为58°在开切眼处顶板破断角约为47°。由图5b可以看出，老顶初次破断时，尽管与其上部岩层未能同步破断，但自下而上也产生不同程度的下沉变形。此时，采场裂隙带发育高度达到第一层坚硬细砂岩。
工作面继续向前推进，11.3m厚老顶呈现周期性垮落，垮落步距8～14cm，平均9.6cm。随老顶的垮落，其上部18.4cm厚砂质泥岩及13.2cm厚细砂岩下沉变形不断增大，当达到停采线位置时，即工作面推进200cm，这第二层厚岩层在两侧边界位置出现断裂，在煤壁处顶板破断角约为64°，在开切眼处顶板破断角约为58°。此时，采场裂隙带发育高度达到49.7cm，具体如图6a所示。
综上所述，工作面直接顶初次垮落约在20cm，老顶初次来压约在65cm，周期来压步距约为8～14cm。在整个回采过程中，上覆岩层逐层破断、垮落，直接顶先冒落，在采空区中不规则堆积，老顶岩梁在推进方向逐步断裂，并相互挤压，形成暂时铰接平衡结构，随着工作面不断推进，铰接岩块回转过程中，局部受拉而使咬合处破坏造成岩块回转进一步加剧，从而导致整个结构失稳，呈现“稳定一失稳一稳定”周期性变化。与煤层最近的一层关键层对采场矿压起主要控制作用，其周期性破断引起采矿周期来压，当工作面继续推进到约200m时，第二层关键层出现破断，但其整体下沉量不大。采空区的裂隙经历了不发育、发育、部分压实三个阶段，裂隙高度不断向上发展，最终形成采场裂隙发育最大高度49.7cm。
3.覆岩结构特征电法测试
3.1钻孔布置
在1622（3）工作面6#瓦斯钻场设计施工2个电法监测钻孔，倾角分别是35°、12°，钻孔长度分别为120m、80m，实际控制高度68.8m、16.6m。孔内各布置64个电极，采用并行电法进行数据采集，根据电极电流比值，探明顶板覆岩破坏规律。钻孔布置如图7所示。
3.2测试结果
通过钻孔电极电流比值成像结果，可以分析该工作面覆岩破坏规律。从图8～图1l探测结果可知，覆岩受采动破坏分成四个阶段：未受采动影响阶段，受超前应力影响阶段，覆岩破坏发育阶段，围岩应力稳定阶段。
（1）工作面距孔口位置由114.6m到103.5m，为未受采动影响阶段，该回采范围对钻孔控制范围内的岩层影响不明显，电流比值多为1左右，仅厚层砂岩顶底界面附近电流比值有一定变化，具体如图8所示。
（2）工作面距孔口位置由87.3m到82.3m，为超前应力影响阶段，这段时间探测的电流比值变化缓慢，表现为厚层砂岩上下界面附近，电流比值略小于1或略大于1，为超前应力作用阶段，具体如图9所示。
（3）工作面距孔口位置由75.8m到59.3m，为覆岩破坏发育阶段，探测范围电流比值显著下降，表明裂隙带发育已达到钻孔位置，具体如图10所示。
（4）工作面距孔口位置由54.4m到9.8m，为围岩应力稳定阶段，探测范围电流比值显著较低，且有些区域比值已经为负值，表明裂隙带发育趋于稳定，且可明显区分出垮落带高度约10m，导水裂隙带高度约50m，如图11所示。 以上探测结果可见，顶板顺层方向电流比值极小范围在垂直高度约10-12m处，可以反映垮落带高度；煤层顶板垂直高度约50m以下，电流比值明显低于0.5（后期明显低于0.1），反映为裂隙发育区；煤层顶板垂直高度约50m以上，电流比值基本在0.5以上（后期比值大于0.1），随采动无明显的变化，为弯曲下沉带范围，这与物理实验结果相吻合。
由以上研究结果，确定该岩性条件下工作面导水裂隙带发育高度50m，据此，设计采区开采上限标高-535m，留设防水煤岩柱高度70m，1612（3）工作面面长200m。该面回采过程中未发生顶板突水事故。
4.结论
（1）物理试验表明，复合关键层顶板呈现非同步破断特征，当工作面推进达到充分采动时，上部关键层出现断裂，形成采场顶板导水裂隙带发育最大高度49.7m；利用电法测试技术电性解释了覆岩破坏动态演化规律，得出采场覆岩导水裂隙带发育高度50m，与物理模拟研究结果相互印证，确定该岩性特征条件下，采场导水裂隙发育最大高度50m；
光滑塞规直径尺寸测量不确定度评定 篇3
光滑极限量规是一种无刻度的专用定值量具, 由于它结构简单, 使用方便, 检验效率高, 在机械制造行业被广泛地应用。光滑塞规是极限量规的一种, 用于控制工件极限尺寸的定值量具。本文通过对光滑塞规直径尺寸测量结果的不确定度评定, 确认本规程提出的测量原理、测量方法、测量程序和测量条件的合理性。
2、测量目标及目标不确定度
测量D=100 通端光滑塞规的对称平面中规定方向的两点直径。
根据JJF1094-2002《测量仪器特性评价》中5.3.1.4 的规定, 评定光滑塞规直径尺寸测量结果的不确定度U95与其最大允许误差的绝对值MPEV之比应小于或等于1:3[1], 即
则相应不确定度UT见表1。
3、测量原理、方法、程序和条件
3.1 测量原理
用机械接触的方式, 与一已知尺寸量块进行比较。
3.2测量方法
用微差法, 100mm的三等量块与基本尺寸为100mm的被测光滑塞规进行比较[2]。
3.3 初始测量程序
——用测长仪测量被测塞规;
——使用100mm的三等量块;
——测长仪用作比较器。
3.4 初始测量条件
——测长仪符合生产厂的技术指标 (见表2) ;
——数字式读数显示, 分辨力0.1μm;
——实验室温度:20℃±2℃;
——测长仪温度的测量分辨力0.1℃;
——被测塞规和量块之间的温度差小于0.3℃;
——测长仪、被测塞规和量块都是钢制的;
——操作人员是经过培训的, 并且十分熟悉测长仪的使用。
4、不确定度来源列表和讨论:不确定度来源列表和讨论见表2
5、首次评估
5.1 首次评估—不确定度分量的说明及计算
URS—参考标准器 (B类评定)
检定证书给出100mm三等量块的扩展不确定度为U=0.2μm (包含因子k=2.62) , 则:
UEC—测长仪的示值误差 (B类评定)
示值误差曲线的最大允许值 (任意零位) 为± (0.6μm+5×10-4L) , 量块端面长度和被测塞规直径的差, 即测量距离<<1mm, 则:
为安全起见, 假定矩形分布 (b=0.6) , 则:
UPA—测砧准直 (B类评定)
由于测砧在测量前已经过准直调整且量块与被测塞规的标称值在合理范围内, 故平行度误差可以忽略。
URR—重复性/分辨力 (A类评定)
对被测塞规直径测量的重复性进行了研究, 得到标准偏差为0.13μm, 则:
UTD—量块与被测塞规之间的温度差 (B类评定)
按照规程要求进行等温, 量块与被测塞规之间的温度差不大于0.3℃。量块与被测塞规的线膨胀系数差假定为α=11.5×10-4℃-1, 则:
假定服从U形分布 (b=0.7) , 则:
UTA—线膨胀系数差 (B类评定)
对于20℃的最大偏差为2℃, 线膨胀系数差假定小于10%, 则:
假定服从U形分布 (b=0.7) , 则:
5.2 首次评估—不确定度分量之间的相关性
估计各不确定度分量之间无值得考虑的相关性。
5.3首次评估—合成标准不确定度和扩展不确定度
当各不确定度分量之间不存在相关性时, 合成标准不确定度为[3]
代入数值后, 可得
扩展不确定度为:
5.4 首次评估的不确定度讨论
上述计算结果表明:对基本尺寸为100mm的被测光滑塞规直径尺寸进行测量时, U= 0.9μm< UT (1.0μm) , 目标不确定度已经得到满足, 不需要再做进一步评定和改进。
6、结论
通过运用直接测量法对标称直径为100 的光滑塞规通端反复测量并对光滑塞规各测量不确定度分量进行缜密分析与计算, 得出其扩展不确定度为U= 0.9μm, k=2。如表1 所示, 光滑塞规的目标不确定度UT=1μm, U<UT, 相应目标不确定度得到满足。确认本规程提出的测量方法是科学、合理、可行的, 同时对从事精密检测计量人员有一定的借鉴作用。
参考文献
[1]JJF1094-2002测量仪器特性评价[S].北京:中国质检出版社, 2002.
[2]石作德, 张明, 张瑜.JJG 343-2012光滑极限量规检定规程解读[J].中国计量, 2013 (1) :24-126.
综放面区段小煤柱合理尺寸确定研究 篇4
区段煤柱主要作用是隔离上区段采空区和维护该区段回采巷道稳定。合理的煤柱尺寸可以提高回采巷道围岩的稳定性,降低支护难度,减小破坏变形,降低维护费用,提高煤炭采出率,对煤炭绿色开采具有重要意义。目前,国内外专家主要从理论分析、数值模拟、现场实测等方面对区段煤柱尺寸进行确定研究,取得了大量研究成果。文献[1,2,3]采用现场经验公式以及矿山压力规律对煤柱合理的尺寸进行分析;文献[4,5]用现场实测煤柱支承压力分布方法分析给出煤层回采巷道的合理煤柱宽度范围。文献[6,7,8,9]通过数值模拟软件或物理实验对煤柱进行数值模拟分析,确定了侧向支承压力的分布范围,选定了回采巷道布置位置。文献[10]运用煤岩体的极限平衡理论,推导出区段煤柱保持稳定状态时的宽度力学计算公式。文献[11,12,13,14,15,16]采用有限元计算软件,对煤柱护巷的围岩变形进行计算,确定了煤柱合理尺寸。五阳煤矿通常煤柱宽度留设为30~40m,部分地段煤柱宽度更大,造成了大量煤炭资源的浪费,同时较大的煤柱也造成应力集中,影响邻近巷道的稳定性。
本文以五阳煤矿7803综放面为工程背景,采用理论计算和数值模拟的方法综合考量,确定了区段小煤柱尺寸,通过回采巷道合理的支护方案,现场检测效果良好,保证了回采时巷道的安全稳定。
1 工程背景
五阳矿7803综放面(图1)开采山西组中下部3号煤层,煤层赋存稳定,平均厚6.16 m,煤层埋深440 m,煤岩类型以亮煤为主,暗煤次之,煤质为PSM。煤层自然倾角1°~4°,瓦斯绝对涌出量3.6m3/min。煤尘具有爆炸性,煤尘爆炸火焰长度15mm,煤层不易自燃,地温14~16℃。巷道掘进中主要充水因素为3号煤层基本顶(表1)Ⅶ号砂岩含水层的水,受掘进及矿山压力影响,掘进中巷道顶板穿顶板产生有效裂隙导致出现淋水状况,预计巷道最大涌水量2.0 m3/h,正常涌水量约0.5 m3/h。
2 区段小煤柱宽度理论分析
2.1 极限强度法计算煤柱宽度
煤柱支承压力分布如图2所示,煤柱中部靠采空区一侧L1与靠巷道一侧的弹性区临界宽度L2构成煤柱中部弹性区的临界宽度L。
区段小煤柱的尺寸必须保证巷道在工作面回采过程中安全稳定。区段小煤柱的极限抗压强度大于侧向支承压力的峰值,确保煤柱裂隙不与采空区裂隙相互贯通,同时保持煤柱具有一定稳定性,才能保证巷道的安全稳定。
即区段煤柱中保持一定宽度的弹性区域。煤柱极限强度采用式(1)计算:
以煤巷两帮应力和极限平衡理论为依据,结合图2得出合理的最小区段煤柱宽度为式(2):
式中,B为留设煤柱宽度;H为巷道埋深,440 m;m为巷道高度,3.5 m;x0为采空区一侧煤柱塑性区宽度,m;η为侧压系数,取0.33;C0为煤岩试块的单轴抗压强度,2.1 MPa;γ为岩层容重,25 k N/m3;k为应力集中系数,取2.5;C0为煤体内聚力,1.4 MPa;φ0为煤体内摩擦角,17°;ψ为煤岩流变系数;Px为巷帮的支护强度,5 MPa;R为锚杆锚固深度,2.4 m;L1+L2为煤柱稳定宽度,L1+L2=(0.15~0.35)(x0+R)。
将数据代入式(2)计算得到煤柱宽度为3.95m。因此,为了保证煤柱具有足够的安全稳定性,最少应留设大于或等于无支护时的应力极限平衡区宽度的2倍煤柱,即煤柱的最小宽度应为7.9 m。
2.2 弹塑性理论计算煤柱宽度
据相关实验证明,弹性状态煤体均服从负指数规律衰减,可近似看成二次曲线分析,考虑到煤岩体的屈服受体积力的影响,最终根据广义米塞斯准则得出保护煤柱中部弹性区的临界宽度式(3):
五阳矿7803工作面平均煤厚M=6.16 m,煤柱维护巷道高度m=3.5 m,平均埋深H=440 m,原岩应力为11 MPa,煤层的内摩擦角及内聚力分别为φ=17°,C=1.4 MPa。采空区一侧的岩层移动时的应力集中系数为k1=2.5,侧压系数η=0.33,开挖巷道一侧引起的应力集中系数k2=2,则:
代入数据计算得,区段煤柱中部弹性区的临界宽度为7.6 m。
3 区段小煤柱数值模拟分析
3.1 数值计算模型建立及模拟方案
数值计算模型走向长度为180 m,倾向长度为370 m,高度为120 m,其中工作面长度为270 m,煤层厚度为6.16 m,煤层顶板为炭质泥岩和砂泥岩互层,底板为砂质泥岩,煤层分布及煤岩力学参数见表1。模型侧面约束水平位移,模型底面约束垂直位移,模型顶部边界为自由面,并施加等效于覆岩重力的均布载荷11 MPa,数值计算模型如图3(a)所示。考虑到模拟的边界效应,在切眼侧保留50 m的边界保护煤柱,工作面的推进方向如图3(b)所示。
为了研究回采过程中周边支承压力的变化规律,取开切眼前方40 m巷道断面为观测点,工作面的推进距依次为20,40,60,80 m,其中推进距为40,60,80 m时,测点位于采空区下方。通过数值模拟给出工作面周边支承压力分布云图及绘制出曲线,为区段煤柱尺寸的确定提供参考依据。
3.2 工作面侧向支承压力分布规律
图4为综放面支承压力分布云图,从支承压力分布云图中可以看出,随着推进长度d的变化,煤体支承压力随到巷帮煤壁距离的增加呈先增大后减小的趋势,巷帮煤体支承压力峰值随工作面推进距离增大而逐渐增大,工作面推进对巷帮煤体支承压力峰值位置基本上没有影响。从图4中可以看出,工作面侧向支承压力呈现出先增大后减小的趋势,且随着工作面推进,其支承压力峰值呈现增大趋势。
图5为工作面侧向支承压力随距巷帮距离的变化曲线。由于煤体中侧向支承压力分布关于工作面中轴线对称,取一侧巷帮煤体进行分析。从图5中可以看出:
(1)工作面每次推进后,煤体支承压力沿倾向的变化规律同沿走向的变化规律相似,均随到巷帮煤壁距离的增加呈先增大后减小的变化趋势:到巷帮煤壁距离为0~15 m的范围内,煤体支承压力呈上升趋势;15~50 m的范围内,煤体支承压力逐渐降低。
(2)当工作面分别推进20,40,60 m时,对应的煤体支承压力峰值随工作面的推进逐渐增大,由推进20 m时的11.51 MPa增加到推进60 m时的16.96 MPa,增大约47.35%。
(3)工作面的推进距离对煤体支承压力峰值位置基本没有影响,煤体支承压力峰值位置距巷帮煤壁的距离均为16 m。
3.3 不同煤柱宽度塑性区分布规律
对不同区段煤柱宽度下工作面及巷道进行分步循环推进,得出煤柱围岩塑性区分布云图(图6)。由图6可知:
(1)区段煤柱内部弹性核区宽度随煤柱宽度减小而逐步减小,在煤柱宽度小于6 m时,煤柱全宽范围内煤体全部发生塑性破坏,同时7803回风巷围岩破坏范围整体较大,不利于巷道围岩稳定性控制。
(2)当煤柱宽度为8 m时在煤柱的中心区域偏左侧出现弹性核区,弹性核区范围较小,宽度为2 m左右,工作面采空区侧塑性区与巷道煤帮侧塑性区有相互贯通的趋势,不利于巷道围岩控制。
(3)随着区段煤柱宽度的增加该弹性核区范围不断增加,表明区段煤柱内稳定的承载区域不断增加,抵抗失稳破坏的能力在不断加强;在区段煤柱等于10 m时,弹性核区宽度达到3.5 m,约等于巷道高度,弹性核区率达到35%,稳定承载区范围较大,有利于巷道围岩的控制。当煤柱宽度大于10 m时,煤柱核心区范围继续扩大,巷道塑性破坏区范围逐渐缩小。
4 应用效果分析
4.1 合理煤柱宽度综合确定
根据区段煤柱理论计算和数值模拟结果综合分析,工作面每次推进后,均随到巷帮煤壁距离的增加呈先增大后减小的变化趋势:到巷帮煤壁距离为0~16 m,煤体支承压力呈上升趋势;16~50 m,煤体支承压力逐渐降低;区段煤柱内部弹性核区宽度随煤柱宽度增大而逐步增大,在煤柱宽度小于8 m时在煤柱的中心区域偏左侧出现弹性核区,宽度为2m左右,工作面采空区侧塑性区与巷道煤帮侧塑性区有相互贯通的趋势,不利于巷道围岩控制。
在区段煤柱等于10 m时,弹性核区宽度达到3.5 m,约等于巷道高度,弹性核区率达到35%,稳定承载区范围较大,有利于巷道围岩的控制。综合考量,确定7803综放面区段小煤柱的宽度为6~10m。
4.2 应用效果分析
(1)7803综放面运输巷支护设计。7803运输巷断面呈矩形,宽5.5 m,高3.5 m,掘进断面为19.25 m2,采用树脂加长锚固强力锚杆锚索组合支护系统。杆体为22号左旋无纵筋螺纹钢筋,钢号为500号,长度2.4 m,杆尾螺纹为M24。锚固长度1.2 m。托梁采用16 mm钢筋焊接而成,宽210mm,长度5 300 mm,两端双筋焊接。采用金属网护顶,材料为10号铁丝,网孔规格50 mm×50 mm,网片规格5 900 mm×1 000 mm。顶板锚杆间排距800mm×900 mm,每排7根锚杆。帮部锚杆间排距900mm×900 mm,每排每帮4根锚杆,预紧扭矩达到400 N·m,禁止超过550 N·m。锚索为22 mm、1×19股高强度低松弛预应力钢绞线,延伸率7%,长度7 300 mm,钻孔直径30 mm,采用1支MSK2335和2支MSZ2360树脂锚固剂锚固,锚固长度1 971 mm。采用顶板锚索采用“五花”布置,每2排锚杆打5根锚索,排距900 mm,间距为1 600 mm和1 800 mm。锚索角度:全部垂直顶板打设。
(2)矿压观测结果。根据以上确定区段煤柱宽度用于7803综放工作面,7803综放面运输平巷掘进完成之后的矿压观测结果如图7所示。
由图7可知,巷道顶底板移近量和两帮移近量相对侧向动压影响阶段均较小,分别为220,160mm,最大移近速度分别为15.5,14.0 mm/d;16 d后巷道围岩逐渐趋于稳定,顶底板及两帮变形速度均低于2 mm/d。
5 结论
(1)根据五阳煤矿7803综放工作面工程地质条件,运用极限强度理论所得区段煤柱宽度为7.9m;弹性核理论计算出区段煤柱中部弹性区的临界宽度为3.80 m。因此,为了保证煤柱具有足够的安全稳定性,最少应留设大于或等于无支护时的应力极限平衡区宽度的2倍煤柱,即煤柱的最小宽度应为7.6 m。
(2)运用FLCA3D软件分析了7803综放面侧向支承压力分布规律,确定了其峰值在侧方16 m;通过对不同煤柱宽度下塑性区分布规律分析,确定了在煤柱宽度大于8 m时煤柱出现稳定区域。
(3)综合考虑确定了7803综放面区段煤柱合理宽度为8~10 m。通过现场试验表明,在合理的支护条件下,巷道顶底板、两帮移近量相对侧向动压影响阶段均较小,巷道安全稳定。
摘要：为了解决五阳煤矿综放面区段煤柱宽度过大问题,基于7803综放面工程地质条件,运用极限强度理论和弹塑性理论计算出了煤柱合理宽度分别为7.9,7.6 m;采用FLAC3D软件模拟分析了7803综放面侧向支承压力,并确定其峰值在距离巷道16 m处,分析了不同煤柱宽度塑性区分布规律。综合考虑巷道支护难度、安全系数、资源采出率等客观因素,确定7803综放面合理煤柱宽度为8~10 m。
尺寸确定 篇5
千分尺按用途分为外径千分尺、内测千分尺、内径千分尺、公法线千分尺和螺纹千分尺等几种, 各种千分尺虽然用途和形状不一样, 但其测量原理和基本结构大致相同。
在这里咱们讨论测量内尺寸的内测千分尺, 随着企事业单位对工件内尺寸测量的大量需求, 内测千分尺已广泛应用于一线的测量, 所以对其读数的精确程度也有了一定的要求, 结合实际生产, 加上理论的分析, 我们探讨影响其读数准确性的因素, 从而避免由于人为的疏忽而带来的测量误差。
内测千分尺由量爪、制动螺钉、固定套管、微分筒和测量装置等几部分组成。
在使用内测千分尺之前, 先要对其零位进行校准。置零之前, 用软布或者软纸擦净量爪以及校对环规 (或校对卡规) 的量面, 用测力装置使量爪两测量面与校对环规 (或校对卡规) 量面相接触, 看微分筒零线与固定套管上的零线是否在一条直线上, 若不在, 用扳子调整。
千分尺读数步骤:1) 对好零位, 即当千分尺测量面良好接触后, 微分筒棱边对准固定套管零刻线, 固定套管上的纵刻线对准微分筒上的零刻线。2) 利用测力装置使两测量面与工件接触。3) 从固定套管上露出的刻度线读出被测尺寸的毫米整数和半毫米数, 再从微分筒上由固定套管纵刻线所对准的刻度线读出被测尺寸的小数部分 (百分之几毫米) 。不足一个的数, 即千分之几毫米由估读法确定。4) 将整数和小数部分相加, 即为测得的工件尺寸。
提到读数, 自然就有读数误差, 从而就引出了测量内测千分尺校准装置的测量不确定度。在此, 我们开始分析内测千分尺的测量不确定度。
1 测量方法 (使用JJF1091-2002《测量内尺寸千分尺》校准规范)
内测千分尺的示值误差是用标准环规进行校准的。校准前, 都应经过等温处理, 使标准环规与千分尺处于同一温度下, 这样实验数据才真实可信。
2 数学模型
内测千分尺的示值误差:
式中:
Li———内测千分尺的示值 (20℃条件下) ;
Ls———标准环规的实际尺寸 (20℃条件下) ;
αi, αs———分别是内测千分尺和环规的线膨胀系数;
Δti, Δts———分别是内测千分尺和环规偏离参考温度20℃的数值。
舍弃高阶微分量, 取:
3 方差和传播系数
4 计算分量标准不确定度
4.1 测量重复性估算的不确定度分量u (Li)
当L=10.12mm时, 在10.12mm处重复测量10次, 由贝塞尔公式得实验标准差:
4.2 由标准环规给出的不确定度分量u (LS)
当标准环规的不确定度经孔径测量仪的不确定度与环规的不确定度合成得出, 其相对不确定度为10%。孔径测量仪的不确定度按公式δ= (0.5+L/300) μm计算, 其中L的单位取mm。环规的不确定度为1μm, k=2。
当L=10.12mm时,
4.3 内测千分尺与校对环规的线膨胀系数差给出的不确定度分量u (δα)
δα在±1×10-6℃-1范围内, 均匀分布, 则:
当L=10.12mm时, L×Δt×u (δα) =10.12×103×5μm·℃-1×0.58×10-6℃-1=0.029μm
4.4 内测千分尺与校对环规的温度差给出的不确定度分量u (δt)
内测千分尺与环规有一定的温差存在, 并以等概率落于区间姨-0.3, +0.3姨℃内, 取均匀分布, 则:
当L=10.12mm时, L×α×u (δt) =10.12×103×11.5×10-6μm·℃-1×0.17℃=0.020μm
5 合成标准不确定度
6 扩展不确定度
假定满足正态分布, 置信水平为95%, 则k=2。
到此, 内测千分尺示值误差的测量不确定度分析完成。我们可以看到, 对于一般的工件的测量, 内测千分尺的不确定度所引入的误差是很小的, 我们用内测千分尺进行测量的时候, 可以只关注工件的尺寸误差, 而不考虑千分尺带来的误差, 这对我们的日常工作是有很大的实际指导意义的。
摘要：针对内测千分尺的日常检定, 介绍影响其测量结果的因素, 分析测量结果不确定度的评定方法。
关键词：内测千分尺,标准环规,测量不确定度
参考文献
[1]郭连湘, 何频.量仪检定与调修技术.化学工业出版社, 2005.
[2]谢振江.千分尺的检定与修理问答.中国计量出版社, 2000.
尺寸确定 篇6
汽包是焦炉上升管荒煤气余热回收系统的重要组成部分, 它的主要作用如下:
(1) 接受从除氧器或给水预热器来的给水, 向过热器输送饱和蒸汽, 与循环上升管、循环下降管连接构成闭路循环。
(2) 汽包中存有一定数量的饱和水, 因而具有一定的蓄热能力。当焦炉上升管荒煤气余热回收系统工况发生变化时, 可以减缓汽压变化的速度。蓄水量越大, 越有利于负荷发生变化时的运行调节。
(3) 汽包内具有一定的蒸汽容积, 将进入汽包的汽水混合物加以分离, 并从蒸汽中分离出汽水混合物携带的各种有害介质, 从而获得满足一定品质要求的饱和蒸汽。
(4) 汽包内部安装有给水、加药、排污、分段蒸发和蒸汽净化等装置以改善蒸汽品质。
2 汽包体积的确定
汽包内部空间在正常水位以上部分称为蒸汽空间;以下部分称为水空间或水室。蒸汽空间的体积称为蒸汽空间体积或蒸汽体积;水空间的体积称为水体积。
(1) 汽包体积 (一般不计算封头体积) 按下式计算:
V=AL
式中:V-汽包体积, m3;A-汽包圆面积 (指按内径计算的面积) , m2;L-汽包直筒段长度, m。
(2) 蒸汽空间的体积按下式计算:
V1=A1L
式中:V1-蒸汽空间体积, m3;A1-蒸汽空间的横断面积, m2。
蒸汽空间的横断面积按下式计算:
式中:h1-蒸汽空间高度, m;D-汽包直径 (指内径) , m。
(3) 蒸汽空间体积。蒸汽空间体积应能满足汽水分离和蒸汽干燥的需要, 其大小可由蒸汽空间体积负荷和蒸汽空间高度决定。通过蒸汽空间单位体积的蒸汽体积流量, 称为蒸汽空间体积负荷, 用RV表示。
工业锅炉的蒸汽空间体积负荷RV的推荐值见表1。
必须指出, 蒸汽空间体积负荷是在汽包蒸汽空间内无任何分离元件且汽流很均匀的条件下得出的假想指标, 故尽量采用较低的数值, 且据此得出的汽包直径要保证一定的安全系数 (一般考虑20%的余量) 。
蒸汽空间的最小高度要满足蒸汽湿度的控制和分离装置的结构尺寸要求。试验得出:当蒸汽空间高度较小时, 大量的飞溅炉水将被汽流带走, 因而蒸汽湿度很大;随蒸汽空间高度的增加, 蒸汽湿度迅速减小, 但当蒸汽空间高度达到0.6m左右时, 蒸汽湿度的变化就很平缓。因此, 蒸汽空间的最小高度要大于0.6m, 且要满足分离装置的结构尺寸要求。
(4) 水体积。汽包水体积, 应能满足在发生事故情况下, 紧急操作时间内的耗水量。例如, 非正常停电或给水泵故障备用泵启动期间, 给水暂时中断的条件下, 汽包内应存有在这段时间内维持水循环不致被破坏的水量。
汽包水体积的大小, 一般用存水时间表示, 即:
式中:t-存水时间, min;V2-汽包水体积 (其数值为汽包体积减去蒸汽空间体积) , m3;qm-蒸汽质量流量, kg/h;v'-水的比容, m3/kg。
对于焦炉上升管换煤气余热回收系统, 存水时间一般取30~40min。
3汽包尺寸确定举例
以安阳钢铁股份有限公司焦化厂7#8#焦炉上升管换煤气余热回收系统为例, 该系统产蒸汽量为15t/h (qm=15000kg/h) , 蒸汽压力为0.9MPa (表压) , 温度为179.9℃。
(1) 以汽包水体积求汽包直径D1
水在0.9MPa (表压) 、179.9℃的比容v'=0.0011272m3/kg, 则汽包水体积
假定汽包低水位在汽包中心线, 长径比为3, 则由汽包体积
(2) 以蒸汽空间体积负荷RV求汽包直径D2
同样, 假定汽包高水位在汽包中心线, 长径比为3, 则
考虑到汽包高低水位相差100mm, 并考虑汽包内部装置体积, 经圆整后, 取D=2400mm。
4结束语
汽包作为焦炉上升管荒煤气余热回收系统的重要组成部分, 它的选择关系到整个余热回收系统的安全和汽包出口蒸汽的品质, 关系到项目的成败, 必须引起重视。在实际计算中, 我们要同时考虑存水时间和蒸汽空间体积负荷的要求, 选择同时满足两者要求的汽包。此外, 汽包直径要满足汽包内部各装置的结构尺寸要求, 汽包直筒段长度要满足现场空间和汽包外部装置如液位计、循环上升管和循环下降管接口管径数量、鞍座等结构尺寸要求。
摘要：提出了焦炉上升管荒煤气余热回收系统中汽包直径和直筒段长度设计计算的方法, 并就实际工程进行举例, 列举了汽包选择需要注意的问题。
关键词：汽包,蒸汽空间体积负荷,荒煤气,余热
参考文献
[1]林宗虎, 徐通模.实用锅炉手册[M].北京:化学工业出版社, 1999.
尺寸确定 篇7
1 试验巷道地质概况
余吾煤业S1202综放工作面主采煤层为3号煤层, 工作面平均煤厚5.89 m, 平均倾角为4.3°, 容重1.39 t/m3, 煤质松软。
S1202瓦排巷沿3号煤顶板掘进, 巷道矩形断面的净高宽为3.2 m×3.8 m, 断面积12.16 m2。煤层直接顶为灰色细粒砂岩, 厚度平均为2 m;老顶为深灰色中粒砂岩, 厚度平均为5 m;直接底为黑色泥岩, 厚度平均为0.9 m;老底为灰黑色细粒砂岩, 厚度平均为2.47 m。
S1201工作面采用两进两回通风方式, 现在已经回采完。S1201胶带顺槽与进风顺槽之间净煤柱宽45 m。在布置S1202工作面时, 复用S1201进风顺槽 (全长1 209 m) 作为S1202回风顺槽, 并沿S1201工作面采空区边缘留窄煤柱布置S1202瓦排巷, 全长2 000 m (见图1) 。
2 数值模型的建立及模拟方案
2.1 模型建立
根据余吾煤业S1202工作面实际地质条件, 在S1201工作面进风巷和运输巷之间45 m的煤柱内沿S1201工作面采空区掘进留设窄煤柱的瓦排巷, 采用FLAC3D模拟分析窄煤柱的稳定性。并根据S1202工作面实际情况, 建立长、宽、高为210 m×2 000 m×85 m的模型, 上边界施加等同于上覆岩层重量的压力, 固定底边界z方向上位移, 左右边界x、y方向位移[3,4], 最终建立模型见第85页图2。
2.2 模拟方案
在S1202瓦排巷掘出后, 巷道两帮均为煤柱, 为了研究方便, 将S1201采空区侧的煤柱称为煤柱Ⅰ, 靠S1202工作面一侧的煤柱称为煤柱Ⅱ。由此, 对煤柱Ⅰ设计7种煤柱宽度的方案进行计算和分析来确定合理的煤柱Ⅰ宽度。7种煤柱宽度方案 (见表1) 。
(m)
数值计算的过程为:S1201工作面运输顺槽和进风巷掘进后原岩应力计算→S1201工作面回采→留不同宽度煤柱掘进S1202工作面瓦排巷→S1202工作面回采。
3 窄煤柱合理宽度模拟结果
3.1 回采期间不同宽度煤柱I下巷道围岩应力分析
将S1202工作面瓦排巷作为S1202工作面的外巷, 在S1202回采期间, 瓦排巷受工作面采动侧向支承压力的影响, 矿压显现剧烈, 巷道维护困难, 往往需要加强支护。此时留设的区段煤柱宽度如果不得当就会出现煤柱被压酥、压碎现象, 使煤柱丧失承载能力, 加重巷道围岩的变形破坏。回采期间, 不同煤柱宽度下沿煤柱宽度方向垂直应力分布 (见图3) 。
由图3可知, 回采期间不同宽度煤柱Ⅰ下煤柱垂直应力分布规律为:在回采影响阶段, 煤柱内垂直应力峰值随煤柱宽度的增大而增加;应力峰值处于煤柱中部。煤柱宽度为3 m时, 应力分布呈类三角形, 稳定区域较小, 煤柱宽度在4~6 m时, 稳定区域增大, 应力分布呈梯形, 煤柱宽度继续增大, 应力峰值的增加使应力分布重新呈三角形, 当煤柱宽度达到15 m, 应力分布稳定区域增大。
通过回采期间应力分布规律可知, 煤柱宽度在3~4 m时巷道完全处于应力降低区, 应力环境有利于维护巷道, 但是由于受工作面回采引起的高支承压力作用, 围岩已经屈服变形, 围岩应力水平很低;当煤柱宽度在5~15 m时, 围岩应力较宽度为3~4 m时显著增加, 煤柱承载能力增加。由于S1202工作面回采, 瓦排巷与S1202工作面之间形成孤岛煤柱。随着窄煤柱宽度的不断增加, 孤岛煤柱宽度逐渐减小, 煤柱弹性区减小, 塑性区增大, 应力集中程度变大, 不利于巷道维护。煤柱Ⅰ为5 m时, 沿空巷道在掘进期间和工作面采动期间均处于较好的应力环境, 易于巷道维护。
3.2 回采期间不同煤柱宽度下沿空掘巷围岩变形情况
回采期间S1202瓦排巷围岩变形与煤柱宽度的关系见图4。
1) 顶板:当煤柱宽度由3 m变为4 m时, 巷道顶板下沉量大幅度减小;如煤柱宽度大于4 m时, 巷道顶板下沉量受煤柱宽度影响不大。
2) 底鼓:随着窄煤柱宽度的增大, 巷道底鼓量先减小后增大。当煤柱宽度为4 m时, 巷道底鼓量达到最小值;当煤柱宽度处于5~15 m时, 巷道底鼓量随煤柱宽度的增加而增加;当煤柱宽度处于5~8 m时, 随煤柱宽度的增加巷道底鼓量显著增加;当煤柱宽度大于10 m后, 随着煤柱宽度的增加巷道底鼓量逐渐趋于稳定。
3) 窄煤柱位移量:当窄煤柱宽度为3 m时, 煤柱内无稳定区域, 回采期间煤柱整体向采空区滑动;当煤柱宽度处于4~15 m时, 窄煤柱帮向巷道侧位移量随煤柱宽度的增大而增大。
4) 实体煤帮位移量:实体煤帮位移随着留设煤柱宽度尺寸的变大先增大后减小。
5) 当窄煤柱宽度为3 m时, 巷道顶底板移近量最大;当煤柱宽度为4~15 m时, 随煤柱宽度增加, 巷道顶底板移近量变化不大, 两帮移近量增大, 得出S1202回采期间, 窄煤柱宽度为4~5 m时, 巷道变形量较小, 且变化不明显。
综上所述, 当窄煤柱宽度为5 m时, S1202瓦排巷回采期间围岩变形量较小, 处于可控范围内, 且沿空巷道在掘进期间和工作面采动期间均能处于较好的应力环境, 易于巷道维护, 因此考虑减少煤炭资源损失, 提高采出率, 最终确定5 m为窄煤柱合理宽度。通过此次数值模拟, 科学、合理地确定S1202瓦排巷沿空掘巷窄煤柱尺寸, 在提高煤炭采出率的同时, 确保工作面安全生产, 并为类似条件下的小煤柱尺寸确定提供了借鉴。
参考文献
[1]柏建彪, 侯朝炯, 黄汉富.沿空掘巷窄煤柱稳定性数值模拟研究[J].岩石力学与工程学报, 2004 (20) :3475-3479.
[2]常聚才, 谢广祥, 杨科.综放沿空巷道小煤柱合理宽度确定[J].西安科技大学学报, 2008 (2) :226-230.
[3]段文超, 王友壮, 胡旭芳, 等.综放沿空掘巷窄煤柱合理宽度设计[J].山西焦煤科技, 2010 (7) :22-24.
