首钢马城铁矿下部矿仓设计研究

马永林

(中冶北方工程技术有限公司，辽宁 大连 116600)

0 引言

首钢马城铁矿地下粗破碎共设置三个破碎硐室，用来破碎2 200 万t/a矿石和115 万t/a废石。采矿生产中，将来自主运输水平的大粒径矿石卸入2个主溜井后，经过两台颚式破碎机破碎的矿石直接漏入下部矿仓，并在下部矿仓存储。结合实际使用功能和矿山生产能力，井筒内直径设计为8.5 m，井筒有效储矿深度设计为32 m。

在生产过程中，矿流基本状态为破碎机破碎的矿石持续不断地流入，下部矿仓溜矿口不断地将矿石流卸到重板给料机，并经胶带传输至计量硐室。由于溜矿口卸出矿流一般小于上部矿仓卸入的矿流，因而下部矿仓底板有可能承受来自矿石的最大容量的荷载。同时，考虑井筒护壁底部坐落于下部矿仓底板上，自井筒井壁传递的荷载需要由矿仓梁板承受，为了抵消井壁对底板的荷载，采用锚杆支护来约束井壁的竖向滑移趋势。实际应用当中为了保护井壁，抗击岩流对井壁的磨损和冲击，采用井壁内衬锰钢板的设计。

1 下部矿仓井筒设计

1.1 下部矿仓井筒支护设计

下部矿仓井筒采用钢筋混凝土支护，支护厚度0.8 m，混凝土强度等级C30。在下部矿仓及破碎机基础内衬锰钢板，厚135 mm，抗击矿岩流的冲击和磨损。锰钢板加固部分综合考虑锰钢板铸造质量对其厚度的限制及现场安装施工存在的诸多问题进行加固设计。在施工中，严禁出现下面锰钢板突出上面锰钢板的现象。初次支护采用锚喷网支护，混凝土强度等级C25，支护厚度150 mm，锚杆采用水泥砂浆锚杆，水泥砂浆强度等级M20，锚杆采用三级钢，直径25 mm，并呈菱形布置，锚杆长度3～3.5 m，锚杆间距1 m×1 m，钢筋网为150 mm×150 mm，钢筋直径为10 mm，初次支护锚杆要伸出喷射混凝土外边界长度为480 mm，锚杆锚固长度不低于2.5 m。井壁与岩石之间的摩檫力可以承担一定的井壁荷载，锚杆一端深入井壁，这样锚杆可以对井壁的竖向位移产生约束，从作用力与反作用力的角度看，井壁的竖向滑移趋势，使锚杆、浆体与岩壁之间产生拔力，以及作用于锚杆的弯曲应力，需要对锚杆的作用力进行验算。

下部矿仓揭露的井筒围岩，采用锚喷网支护时，其中的锚杆除了具有初次衬砌的基本功能，外伸进入井壁的锚杆与井壁和岩石之间的摩擦力共同作用，具有抵抗井壁竖向位移的能力，弱化井壁末端直接作用于矿仓底梁板的荷载。在维护井壁稳定的设计过程中，充分保证锚杆的抗剪能力充足，不允许井壁发生竖向位移，只允许发生混凝土自身由于化学反应产生的不可抗力的微小变形。大体积混凝土受重较大，井壁与岩体一旦发生竖向错位，锚杆必然弯曲破坏，进而失去抗剪能力，同时，弱化岩壁与井壁之间的摩擦力，加重下部底梁板的负载。

1.2 锚杆深入井壁端抗剪承载力验算

设计中，考虑单位长度井壁内所有锚杆的抗剪承载力要大于单位长度井壁的静荷载，于是进行如下验算：

(1)

(2)

(3)

1.3 水泥砂浆锚杆浆体与岩体、钢筋之间抗拔力验算

设计中，考虑每根锚杆承受总拔力设计值，需同时满足小于砂浆浆体与岩体之间的抗拔力及砂浆浆体与钢筋之间的抗拔力，于是进行如下验算：

P≤Nd1;P≤Nd2

(4)

(5)

式中：P—锚杆承受总拔力设计值，kN；Pa—锚杆承受拔力设计值，kN；k—锚杆承受荷载安全系数，取2；Nd1—砂浆浆体与岩体之间的抗拔力，kN；Nd2—砂浆浆体与钢筋之间的抗拔力，kN；fmg—浆体与岩石之间极限粘结强度标准值，kN/m2；f’mg—浆体与钢筋之间极限粘结强度标准值，kN/m2；D—锚杆锚固段钻孔直径，m；d-锚杆锚固段钢筋直径，m；La—锚杆锚固段长度，m；φ—锚杆锚固段长度对极限粘结强度的影响系数，取1.3；ε—钢筋界面粘结强度降低系数，取0.7；K—锚杆段注浆体与地层间的粘结抗拔安全系数，取2[1]。

1.4 锚杆承载力计算

结合上文井筒设计分析，锚杆承载力形成计算表见表1。

表1 锚杆承载力计算表

表中计算结果满足设计要求。其中单位长度井壁静荷载实际上除了由锚杆承受以外，还可以由井壁与围岩之间的摩擦力承担，并且这部分承载力同样较大，但是在计算承载力过程中没有将这部分考虑在内，只是作为安全储备考虑；通过比较锚杆的抗拔力与锚杆承担的拔出力设计值之间的关系，说明锚杆具有远大于设计值的抗拔能力。

2 下部矿仓底板设计

2.1 下部矿仓底板支护设计

下部矿仓底板采用钢筋混凝土结构，混凝土强度等级C40。底板梁高3.5 m，梁宽为0.85 m、0.9 m、0.95 m，在梁底支座处设置1 m×1 m的加腋结构，以提高梁端的抗剪能力，此几何形状的纵梁属于深受弯构件，需按照深受弯构件设计。底板厚2.5 m，由于板体较深，在板厚中间处放置一层构造配筋。在底板中心处设2.2 m×2 m的卸矿口，并且内衬100 mm厚锰钢板，该部分锰钢板采用可方便拆卸更换设计。底板梁平面布置图见图1。

图1 底板梁平面布置图

2.2 底板梁所受竖向荷载

当矿仓内矿石处于有效容积高度时的计算荷载：

G=Ga+(Gb+Gc)β

(6)

(7)

式中：G—竖向计算荷载，kN；Ga—矿石产生的荷载，kN；Gb—钢筋混凝土井壁产生的荷载，kN；Gc—锰钢板产生的荷载，kN；ρ—矿石的松散密度，kg/m3；g—重力加速度，取10 N/kg,；d—下部矿仓井筒内径，m；La—井筒存储矿石的有效高度，m；α—安全系数，取1；β—静载影响系数，取0.35。

2.3 底板梁所受竖向荷载的分配原则

底板净截面范围为10.1 m×8.5 m，中间两个梁(0.95 m×3.5 m×8.5 m)及次中间两个梁(0.9 m×3.5 m×8.5 m)，分别承受各自梁身两侧板面的一半范围内传递的均布荷载，两个边梁(0.85 m×3.5 m×8.5 m)，承受各自梁身一侧板面的一半范围内传递的均布荷载，所有的梁端部深入墙体的支座部分长度为1.05 m，在所有梁端下部设置加腋，提高支座处梁底的抗剪能力和局部抗压能力。由于梁侧板面为曲边矩形，可等价于矩形进行荷载分配，考虑到梁所处位置对结构体的重要程度，中间梁荷载放大系数为1.2，次中间梁荷载放大系数为1.0，边梁荷载放大系数为0.8。梁的跨度按照净跨向支座内部深入0.4 m作为总的计算长度，取9.3 m。按照上述荷载分配原则，计算梁承受的外荷载，包括弯矩M、剪力V。

2.4 下部矿仓底板梁深受弯构件承载力验算

1)深受弯构件正截面受弯承载力M应符合：

M≤fyAsz10-6

(8)

式中：M—弯矩设计值，kN·m；fy—普通钢筋抗拉强度设计值，N/mm2；fAs—受拉区普通钢筋截面面积，mm2；z—内力臂，mm。

2)深受弯构件正截面受剪承载力V应符合：

(9)

式中：V—剪力设计值，kN；l0—计算跨度，m；h—截面高度，m；h0—截面有效高度，m；βc—混凝土强度影响系数，取1.0；fc—混凝土轴心抗压强度设计值，kN/m2；b—矩形梁截面的宽度，m。

3)深受弯构件斜截面受剪承载力V应符合：

(10)

式中：ft—混凝土轴心抗拉强度设计值，kN/m2；fyv—箍筋抗剪强度强度设计值，kN/m2；fyh—腰筋抗剪强度设计值，kN/m2；Asv—箍筋截面面积，m2；Ash—腰筋截面面积，m2；sv—水平钢筋(腰筋)分布间距，m；sh—竖直钢筋(箍筋)分布间距，m；l0—计算跨度，m；h—截面高度，m；h0—截面有效高度，m；b—矩形截面的宽度，m[2]。

2.5 底板梁承载力计算

结合上文底板设计分析，底板梁承受的荷载计算表见表2及深受弯结构梁承载力验算表见表3。

表2 底板梁承受荷载计算表

设计过程中，考虑到井壁的竖向位移受锚杆及井壁与岩体之间的摩擦力约束，同时考虑到下部井壁的作用特点，将井壁荷载进行折减。作用于底板梁上的荷载是按照全部矿石荷载及井壁荷载的0.35计算。将总荷载均匀的作用于6个深受弯梁，同时考虑不同位置的梁的作用差异，进行必要的荷载缩放，最终得到各梁所受荷载计算结果。

表3 深受弯结构梁承载力验算表

表3的计算结果是按照0.85宽边梁为例计算，求取其抗弯承载力、抗剪承载力及斜截面抗剪承载力，通过与外荷载比对，是可以满足设计要求的。此外，通过最小配筋率以及局部受压承载力验算，同样满足规范要求。对于0.9 m及0.95 m宽梁再次按照上述过程计算，结论一致。

3 结语

对于超大直径筒体结构，其底板承受荷载较大，则需要采取措施降低井壁对底板的压力。实践表明，沿井壁范围内，外伸进入井壁的锚杆可以有效约束井壁的竖向滑移，极大降低了井壁对底板的作用荷载。此时，底板的主要作用荷载为矿石荷载，通过采用深受弯梁及大厚度底板设计，由深受弯结构梁来承受矿石堆积产生的大荷载具有显著优势，可以保证结构整体的安全性。