Đề suất giải pháp lựa chọn kết cấu chống và thông số vùng phá hủy gây áp lực lên kết cấu chống

3.2. Đề suất giải pháp lựa chọn cơ sở tính toán kết cấu chống phục vụ công tác xử lý, khôi phục các đường lò bị nén lún

3.2.1. Đề suất giải pháp lựa chọn kết cấu chống và thông số vùng phá hủy gây áp lực lên kết cấu chống

Bằng kinh nghiệm thu thập đƣợc cũng nhƣ các tính toán và các điều kiện thực tế cho phép, tác giả xin đề suất giải pháp sử dụng kết cấu chống xử lý đoạn lò nói trên nhƣ sau:

1. Giai đoạn chống xén : Xén mở rộng tiết diện đường lò từ tiết diện Sđ=9,4m2 lên Sđ=11,5m2 ; sử dụng vì chống hình vòm một tâm linh hoạt kích thước, khung chống gồm 03 đoạn bằng thép SVP27, tường thẳng, bước chống 0,5m/vì chống; nóc chèn kín, hông chèn so le bằng bê tông CTĐS

L=0,7m/tấm; đặt dầm nền cong thép SVP22 bên dưới dầm nền dải chèn bê tông CTĐS L=0,7m/tấm.

Các kích thước tiết diện thi công:

+ Chiều rộng thi công của đường lò(Btc):

Btc=2.Rxà+Dthép+2Dchèn=2.1,93+0,14+0,05.2 =4,24 m.

+ Bán kính thi công đường lò:

Rtc=Rxà+Dthép/2+2Dchèn

=1,93+0,14+0,05.2 =2,17 m.

+ Chiều cao tường : Ht=1 m.

+ Chiều cao thi công đường lò:

Htc=Rtc+Ht

= Rxà + Dthép+2Dchèn +Ht =1,93+0,05.2

= 3,17 m.

Trong đó:

Rxà = 1,930 - bán kính gia công xà.

Dthép = 0,14 – Chiều dày thép SVP27.

Dchèn = 0,05 – Chiều dày tấm chèn BTCT ĐS.

Các kích thước tiết diện thi công (theo trục trung hòa vì chống sắt) là:

+ Chiều rộng thi công của đường lò(Btc):

Btt=Btc-Dthép-2Dchèn

=4,24-0,14-2.0,05 =4 m.

3860 R 193

0

R513 5 R 193

xà 0

xà

R217 5

R2175

R=5,2 m

B =4m

H =1m

R = 2m

H =3mtt t

tt tt

Hình 3.5: Mặt cắt chống vì sắt[16]

Hình 3.6: Kích th-ớc tính toán kết cấu chống vì

sắt (theo trục trung hòa vì chống). [16]

+ Bán kính thi công đường lò:

Rtt= Rtc- Dthép/2-2Dchèn =2,17-0,14/2-0,05.2 =2 m.

+ Chiều cao tường: Ht=1 m.

+ Chiều cao thi công đường lò:

Htt=Htc-Dthép/2-2Dchè =3,17-0,14/2-0,05.2= 3m.

+ Diện tích đào đường lò:

Sđ=4,24+2,1752.3,14/2 = 11,5 m2

2. Giai đoạn chống đổ bê tông : Thực tế thi công xén các đường lò bị nén lún hiện tƣợng phải xén lò lại rất dễ xảy ra. Nguyên nhân do điều kiện địa chất thực t ế của lò thay đổi so với các tính toán trên cơ sở lý thuyết: áp lực nước ngầm gia tăng, ảnh hưởng lớn của các đường lò lân cận, tính chất của than đào lò yếu hơn so với ban đầu...dẫn đến áp lực mỏ gia tăng đột biến. Do đó sau khi xén lò xong thường đổ bê tông liền khối lưu vì, đảm bảo kết cấu chống phần nóc và hông lò là

kết cấu chống kín, ngăn đƣợc nước chảy vào lò. Phần vì chống sắt ở giai đoạn xén đƣợc coi là vì chống tạm và là phần cốt thép của bê tông;

đây cũng là loại kết cấu ổn định và chắc chắn nhất trong thực tế thi công đào lò tại Việt Nam.

Hình 3.7: Mặt cắt đổ bê tông lưu vì đường lò [16].

3860 R

1930

R513 5 R 1930xà

xà

R217 5

R182 350 5

500 500

3540

2875

Quy cách bê tông đƣợc lựa chọn sau khi xén đổ bê tông lò DV than mức -150.TN mỏ Tràng Bạch nhƣ sau : Bê tông M200, đá 2x4, chiều dày bê tông tường và nóc 350mm; kích thước móng (cao x rộng) 250x500mm ; chi tiết kết cấu đổ bê tông hoàn chỉnh khi xử lý lò DV than mức -150.TN nhƣ hình 3.7.

+ Diện tích sử dụng của đường lò : Ssđ=3,54+1,8252.3,14/2 = 8,8 m2

Như vậy, diện tích sử dụng sau khi đổ bê tông lưu tăng 7% so với tiết diện sử dụng ban đầu khi chống bằng vì SVP17 ban đầu(Sc=8,2m2). Điều này cho phép đường lò có thể bị nén lún trong thời gian từ khi xén lò và chống vì thép SVP27 đến khi bê tông liền khối đủ cường độ và khả năng mang tải mà diện tích sử dụng vẫn đảm bảo yêu cầu.

Với kích thước đào nhƣ trên, theo giả thuyết áp lực nóc của Tximbarevich, thì sau khi đào khoảng trống đất đá hai bên hai bên sườn nóc của đường lò có xu hướng sụt lở vào trong khoảng trống dưới dạng một vùng phá huỷ.

Hình 3.8: Vùng phá hủy xung quanh vì chống[6].

- Chiều rộng của vòm phá huỷ phía nóc là [2]: 2a1

m tg

tg H B

a tt 2. tt. 4 3.2. o o 5,3 2 1   902   90 632 ,43 

Trong đó:

– Góc ma sát trong của than (lấy f=1-:-3 lấy ftb=2 ) = arctg(2) = 63,43o

B =4m

H =1m

R =2 m

H =3mtt t

tt tt

2a1 b1



xo

- Chiều cao đỉnh vòm phá huỷ là:

f m

b a 1,33 2

. 2

3 ,

1 5

1   

3.2.2. Các loại áp lực tác dụng lên kết cấu chống theo Tximbarevich 3.2.2.1. Áp lực nóc theo Tximbarevich

Để đơn giản ta coi áp lực nóc phân bố đều với chiều cao tính áp lực nóc là b1. Vậy áp lực phân bố phần nóc là:

qn = . b1= 1,1.1,33 = 1,45 T/m2 Trong đó:

– Là dung trọng của than,  = 1-:-1,2 T/m3 (lấy trung bình  =1,1).

3.2.2.2. Áp lực sườn theo Tximbarevich

Theo giả thuyết áp lực sườn của Tximbarevich biểu đồ phân bố áp lực sườn có dạng hình thang với[2] :

qs1 = .b1.tg2(450–

2

 ) = 1,1.1,33.tg2(450– 2

43 , 63 o

)

= 0,079 T/m2

qs2 = .(h1+Htt). tg2(450–

2

 ) = 1,1.(1,33+3).tg2(450– 2

43 , 63 o

) =0,237 T/m2

h1 – Chiều cao của vòm phá huỷ bên sườn, lấy gần đúng : h1 = b1= 1,33 m

Để đơn giản và đảm bảo an toàn ta coi áp lực sườn phân bố đều với độ lớn là:

qs = qs2 = 0,237 T/ m

3.2.2.3. Áp lực nền theo Tximbarevich

Gọi xo là chiều sâu tác dụng của áp lực nền, theo Tximbarevich ta có[2]:

2 ) 43 . 63 (90 1

2 ) 43 . 63 (90 ) 4 , 2 3 ( 2 )

(90 1

2 ) (90 ) (

4 4

4 4 1

0 



 

 



 



tg tg tg

tg b H x

tt





−−> x0 =0,021 m.

Áp lực tại nền lò là :

qnền = . x0= 0,021. 1,1= 0,023 T/m2

Tính toán theo lý thuyết của Tximbarevich nhận thấy chiều sâu tác dụng của áp lực nền là rất nhỏ dẫn tới áp lực nền tính toán là rất nhỏ, điều này là vô lý vì nhỏ hơn cả tải trọng của đất đá nền. Tuy nhiên trong thực tế ta thấy rằng hiện tƣợng bùng nền đã xảy ra ở mức độ nghiêm trọng, lí giải điều này do hiện tƣợng trương nở của lớp sét than nền đường lò. Trong trường hợp này môi trường xung quanh đường lò không còn mang tính đồng nhất (phần nóc lò và sườn lò là than ; phần nền là sét – than) nên phần áp lực nền không thể tính toán dựa vào giả thiết của Tximbarevich đƣợc nữa.

Để đủ các thông số cho công tác tính toán lý thuyết trong luận văn này tác giả xin đề xuất lấy giá trị của áp lực nền bằng giá trị của áp lực nóc (áp lực lớn nhất tác dụng vào kết cấu chống) để kiểm tra khả năng chịu tải của kết cấu chống đường lò.

Nhƣ vậy áp lực nền lò : qnền =qnóc=1,45 T/m.

3.2.2.4. Các tải trọng tính toán và sơ đồ tính toán

- Áp lực nóc, áp lực nền tính toán:

qnền =qnóc = 1,2. 1,45

= 1,74 T/m

- Áp lực sườn tính toán:

qs = 1,2.0,237 = 0,28 T/m (với k0 =1,2 – Hệ số vƣợt tải).

3.2.3. Các tính toán áp lực tác dụng lên kết cấu chống

Để đƣa ra các tính toán về nội lực ta coi kết cấu chống đã lựa chọn ở phần 3.2.1 đƣợc chia thành 2 phần nhƣ sau:

- Phần bê tông liền khối bên trên là kết cấu chống cứng, không có chuyển vị về hình dạng.

- Phần dầm nền bên dưới là kết cấu chống linh hoạt hình dạng, khớp nối dầm nền và vì chống sắt có thể chuyển vị để các áp lực cân bằng.

.2.3.1. Phần áp lực tác dụng vào phần bê tông liền khối

Theo X.X.Davƣdov tính toán chiều dầy vỏ chống bê tông cố định đường lò.

Trong đó:

f : hệ số độ kiên cố than nóc đoạn lò đào qua , có ftb= 2.

f m l h

d l o

o

o 2 ,

2 1 06 .

0 0 







 



Hình 3.9: Sơ đồ tính toán áp lực lên khung chống [2]

Hình 3.10 : Sơ đồ tính toán áp lực tác dụng lên phần bê tông liền khối [2]

B =4m H =1m

R =2m

H =3mtc t

tc tc

1,74 T/m

0,28 T/m

HA HB

PA PB

B =4m H =1m

R =2m

H =3mtc t

tc tc

0,28 T/m

1,74 T/m

lo : Nửa chiều rộng bên trong đường hầm, lo = 2 m ho : Chiều cao vòm ; h0=l0/

: Đại lƣợng phụ thuộc vào hệ số f , Thay số vào công thức ta đƣợc:

do= 0,329 m < 0,35 m.

Nhƣ vậy chiều dày vỏ chống bê tông đã chọn ở 3.2.1 là đảm bảo theo công thức trên.

a, Nội lực phần vòm[2]:

+ Lực dọc:

+Mô men:

Trong đó:

Mq = Mqn+ Mqh = qn

2 x2

+ qh

2 y2

Vì Mq đang xét có chiều ngược với chiều kim đồng hồ( căng thớ dưới) nờn trong cỏc cụng thức tớnh toỏn Mq lấy giỏ trị ( - ) khi đú H0 và M0 đổi dÊu (theo [2]):

+ Lực dọc: H0  A.   Myq.2yA  yy.2 Mq

+ Mô men:       2   2

2 0

. . .

y A y

M y y M

M y q q

Trong đó:

A- là hệ số theo công thức tích phân Simson, A=3n;

n- số đoạn khảo sát trên vòm;

ở đây: x, y - toạ độ mặt cắt thứ i, x= Rtt.sinv và y = Rtt. (r- cosv).

   

   



 

2 2 2 0

. . .

y A y

M y y M

M y q q

Hình 3.11 : Sơ đồ tính toán áp lực vòm[2]

   

  



 

2 2 0

. .

.

y A y

M y y M

H A q q

1,74 T/m

0,28 T/m



X O

Y Qt

Nt

Mt

Rtt

v - giá trị góc đang xét ở đoạn thứ i, ( chạy từ 00 đến 900; mặt cắt 0-0 ở đỉnh vòm (trùng với gốc tọa độ), khi đó v =00, x= 0 và y= 0) ; độ

Các tổng khác tính theo công thức của Simson có sau (theo [6]):

   

 

b       n     n  n

a

y y

y y y

y y n y

a dx b

y 0 4 1 3 .... 1 2 2 4 ... 2

. 3

Mq = Mq0 + 4(Mq1+Mq5+ Mq5) + 2(Mq2 + Mq4) + Mq6;

y = y0 + 4(y1+ y5 + y5) + 2(y2+y4) + y6 ;

2 6 2

4 2 2 2

5 2 3 2 1 2

0

2 y 4(y y y ) 2(y y ) y

y       



Mqy= Mq0y0 + 4(Mq1y1+ Mq5y5 + Mq5y5) + 2(Mq2y2+Mq4y4) +Mq6y6

(y)2 = ( y).(y) ;

Nội lực trong vòm: (Mặt cắt 0 - 0 ở đỉnh vòm với = 00, tại mặt cắt 0-0 có x=0 và y=0; chân vòm là mặt cắt 6-6 và  = 900, tại mặt cắt 6-6 có x=Rtt và y=Rtt).

- Mô men : Mx = Mo + H0.y - 0,5.qn .x2- 0,5.qh .y2 ;T.m - Lực dọc: Nx = H0.cosy + qn.x.siny - qh.y.cosy ; T - Lực cắt: Qx = H0.siny - qn.x .cosy - qh.y .siny; T - Độ lệch tâm:

x x

x N

e  M

b. Nội lực của tường.

Kiểm tra chế độ làm việc của tường thông qua hệ số độ cứng của tường (). Theo X.X Đavƣđôv hệ số  đƣợc xác định nhƣ sau (theo [2]):

3 2

2

1 . . 1 . . 6

. C

J E E

hong bt bt

hong



 

 

 

Trong đó :

C- Khoảng cách giữa các thanh chèn, C = 0,2.ht, m;

 - Số pi,  = 3.14;

ht - Chiều cao tường, ht = 1m = 100 cm;

Ethan - Mô đun đàn hồi của than, Ehong = 350.103 kG/cm2 = 350.104 T/m2; Ebt - Mô đun đàn hồi của bê tông, Ebt = 240.103 kG/cm2 = 240.104 T/m2;

bt - Hệ số Poisson của bê tông, bt = 0,16;

hong - Hệ số Poisson của than, hong = 0,3;

J - Mô men quán tính của mặt cắt ngang tường, được xác định:

4 3

12 ,

.d m

J  h t

h - Chiều cao tường, h =1m;

dt - Chiều dày tường, dt = 0,35m.

Như vậy ta có  = 21,18 > 0,05 (Như vậy tường làm việc trong điều kiện cứng vững).

Các thành phần nội lực ở mặt cắt thứ i trên tường cách chân vòm 1 đoạn là y (theo [2]):

- Mômen:

- Lực dọc: 



 



 







t s

C

y H

y y f q G P

N 2

2

' . ; T

- Lực cắt: 



 



 





t s

c

y H

y y

H q

Q 2

2

. ;

Trong đó:

MC - là giá trị mômen tại chân vòm (Mặt cắt 6-6). Vì vỏ chống bê tông dạng vòm tường thẳng nên :

H Tm y y

f q H

y y e q

P y H M M

t s

t s

c C C

C

y 2 ,

2 ' . 6 3

. . .

2



 



 





 



 









Hình 3.12 : Các sơ đồ tính toán áp lực phần t-ờng[2]

+ MC = M chân vòm

+ HC - Lực xô ngang, có giá trị: Hc= Qchân vòm.

+ Pc- Thành phần lực thẳng đứng, có giá trị: Pc = Nchân vòm. f’- Hệ số ma sát giữa đất đá và tường, f’= 0,5;

ec - Độ lệch tâm tại mặt cắt chân vòm;

c c

c N

e  M

G - Trọng lượng bản thân của cả tường, G = dt.(Ht+Hm).bt, T + bt – Dung trọng của bêtông; T/m3

+ Hm- Chiều cao móng; m

Sau khi nhập số liệu tính toán vỏ chống bê tông với chiều dày dbt=0,35 m, có kết quả tính nội lực ở Bảng 3.8.

c. Kiểm tra bền của kết cấu chống lò đã lựa chọn

* Kiểm tra độ lệch tâm của vòm: chọn exmax để kiểm tra độ lệch tâm.

H= 350H = 1000

500

Mc Pc Hc

ec

G

y

d

Mc Pc Hc

ec

Ny Qy

My q = 0,28 T/ms

G

bt

dbt

q = 0,28 T/ms

Sơ đồ tính toán áp lực phần bê tông t-ờng

Sơ đồ tính áp lực tại mặt cắt y-y

tm

- Nếu: ex dv 6 1

max  : vòm đảm bảo ổn định với các thông số đã tính;

- Nếu ex dv 6 1

max  : vòm không đảm bảo thì phải tăng chiều dày vòm, sau đó tính lại và kiểm tra cho tới khi thoả mãn điều kiện trên.

* Kiểm tra độ lệch tâm của phần tường theo điều kiện:

y y

y N

e  M , - Tường chỉ ổn định khi ey dt

6 1

max  ;

Sau khi có kết quả tính toán nội lực, thực hiện kiểm tra độ bền vỏ chống theo điều kiện độ lệch tâm, vỏ chống đủ bền. Nhƣ vậy chiều dày vỏ chống bê tông và mác bê tông chọn phù hợp.

MC

Tọa độ tiết diện vỏ chống Mô men của ngoại lực áp lực đất đá và trọng lượng của vỏ chống

mô

men y2 Mq,y

Nội lực và độ lệch tâm trong vòm Do áp lực nóc Do trọng lượng vỏ chống Do áp lực ngang

Góc X Y s Px e'x Mx Qx e"x Me Qy e'y My Mq Mx Nx Qx ex

(độ) (m) (m) m (T) (m) (T.m) (T) (m) (T.m) (T) (m) (T.m) (T.m) (T.m) (T) (T) (m)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 -0.035 7.765 0 -0.005

1 15 0.401 0.053 0.406 1.605 0.201 0.323 0.305 0.201 0.061 0.265 0.027 0.007 0.391 0.003 0.021 -0.012 7.738 0.097 -0.002 2 30 0.775 0.208 0.812 3.1 0.388 1.203 0.609 0.388 0.236 1.04 0.104 0.108 1.547 0.043 0.322 0.046 7.567 0.15 0.006 3 45 1.096 0.454 1.217 4.384 0.548 2.402 0.913 0.548 0.5 2.27 0.227 0.515 3.417 0.206 1.551 0.119 7.234 0.14 0.016 4 60 1.342 0.775 1.623 5.369 0.671 3.603 1.217 0.671 0.817 3.875 0.388 1.504 5.924 0.601 4.435 0.197 7.324 0.076 0.027 5 75 1.497 1.149 2.029 5.989 0.749 4.486 1.522 0.749 1.14 5.745 0.575 3.303 8.929 1.32 10.53 0.256 7.234 0.007 0.036 6 90 1.550 1.550 2.435 6.2 0.775 4.805 1.826 0.775 1.415 7.75 0.775 6.006 12.226 2.403 18.87 0.276 7.256 0.015 0.039

Tổng theo Simson 1.769 12.997 1.711 13.356

Kết quả tính toán nội lực phần tường

Mc y

(m)

Mx (T.m)

Nx (T)

Qx (T)

ey (m)

1.000 0.000 0.276 7.256 0.015 0.039

2.000 0.250 0.258 7.593 -0.051 0.037

3.000 0.500 0.246 7.828 -0.104 0.031

4.000 0.750 0.199 8.070 -0.146 0.025

5.000 1.000 0.140 8.318 -0.175 0.017

6.000 1.350 0.074 8.572 -0.191 0.009

Bảng 3.3 : Bảng tính nội lực phần vòm và phần tường [2]

3.2.3.2. Phần ỏp lực tỏc dụng vào phần dầm nền

Sơ đồ tính toán áp lực tác dụng lên dầm nền đƣợc thể hiện ở Hình 3.13[17].

1,74 T/m Mt

Pt Ht Ht

R=

520 0

4000

Pt

Mt

50°

Hình 3.13 : Sơ đồ tính áp lực tác dụng lên dầm nền[17].

Trong đó:

+ Mt = M 6-6 = 0,074 T.m : Mô men tác dụng vào dầm nên gây ra do mô men uốn tại vị trí mặt cắt 6-6 phần tường.

+ Pt = Q6-6 = - 0,191 T : Lực theo phương x-x tác dụng vào dầm nên gây ra do lực cắt tại vị trí mặt cắt 6-6 phần tường.

+ Ht = N 6-6 = 8,572 T.m : Lực theo phương y-y tác dụng vào dầm nên gây ra do lực dọc tại vị trí mặt cắt 6-6 phần tường.

1,74 T/m Mt

Pt Ht

R =5 200



Qd Nd

M x

y

d

d

Hình 3.14 : Sơ đồ tính nội lực tại dầm nền.

- Lực dọc:

          

 t o t o nên tt d o o

n H P q R R

N .cos25 .sin 25 . .sin 25 .sin 25 , kN

- Lực cắt:

          

 t.sin250 t.sin 250 nên. tt d.sin250 .cos250

n H P q R R

Q , kN

- Mô men:

Do tính chất đối xứng nên  = 0250

Mặt cắt Tọa độ  ( độ )

Lực dọc Nd

( kN )

Lực cắt Qd

(kN)

Mô men Md

(kN.m)

0-0 0 -2,789 -9,765 0,023

1-1 5 -1,245 -6,815 -7,246

2-2 10 -0,370 -3,643 -9,811

3-3 20 -0,037 -1,987 -11,564

4-4 25 0,000 0,000 -13,765

Qua kết quả tính thấy rằng tại mặt cắt 4-4 mô men uốn đạt giá trị tuyệt đối lớn nhất. Do đó nếu sử dụng thép lòng máng SVP22 làm dầm nền thì ứng suất lớn nhất trong dầm đƣợc tính nhƣ sau[2]:

004253 ,

0 0 0001385

, 0

765 , 13

max   



97814

max 

 , kN/m2

Mà  u 270000 kN/m2 Nhƣ vậy, max  u . Do đó, dầm nền đảm bảo đủ bền.

 

R R  P R R    q R R    kNm

H

Mn  tt. tt  d.cos250  tt. tt  d.sin 250 0,5. nên. tt  d.sin250 2, .

BIỆN PHÁP THI CễNG XỬ Lí, KHễI PHỤC CÁC ĐƯỜNG Lế BỊ NẫN LệN MỎ TRÀNG BẠCH