Проблемы горного давления

ISSN 1682-1092 ПРОБЛЕМИ ГІРСЬКОГО ТИСКУ. №1(20) – 2(21), 2012.

0

МІНІСТЕРСТВО ОСВІТИ І НАУКИ, МОЛОДІ ТА СПОРТУ УКРАЇНИ ДОНЕЦЬКИЙ НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНIЧНИЙ УНIВЕРСИТЕТ

ПРОБЛЕМИ ГІРСЬКОГО ТИСКУ

Збірник наукових праць

№1 (20) – 2 (21)’ 2012

Донецьк – 2012

ISSN 1682-1092


1

МІНІСТЕРСТВО ОСВІТИ І НАУКИ, МОЛОДІ ТА СПОРТУ УКРАЇНИ ДОНЕЦЬКИЙ НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНIЧНИЙ УНIВЕРСИТЕТ


Збірник наукових праць

Заснований у грудні 1995 року

Виходить 2 рази на рік

№1 (20) – 2 (21)’ 2012

Донецьк – 2012


2

УДК 622.83

Друкується за рішенням Вченої ради Державного вищого навчального закладу «Донецький національний технічний університет» (протокол № 10 від 23.11.2012 р.)

Збірник «Проблеми гірського тиску» продовжує публікацію нових експериментальних та

теоретичних результатів досліджень прояву гірського тиску та стану гірського масиву

Засновник та видавець - Донецький національний технічний університет

Редакційна колегія: д-р техн. наук О.А. Мінаєв – головний редактор, ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук С.М. Александров – ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук А.В. Анциферов – УкрНДМІ НАНУ, м. Донецьк д-р техн. наук Ю.Ф. Булгаков – заст. головного редактора ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук Ю.М. Гавриленко – ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук М.М. Грищенков – заст. головного редактора, ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук В.Г. Іллюшенко – ДАУ, м. Донецьк д-р техн. наук М.М. Касьян – ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук В.П. Кондрахін – ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук С.В. Подкопаєв – заст. головного редактора, ДонНТУ, м. Донецьк д-р г-м. наук В.О. Корчемагін – ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук Ю.Ф. Креніда – ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук Г.Г. Литвинський – ДГМІ, м. Алчевськ д-р техн. наук С.Г. Могильний – ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук В.В. Назимко – заст. головного редактора, ДонНТУ, м. Донецьк д-р техн. наук Є.І. Піталенко – УкрНДМІ НАНУ, м. Донецьк д-р техн. наук І.О. Садовенко – НГУ, м. Дніпропетровськ д-р техн. наук О.О. Сдвижкова – НГУ, м. Дніпропетровськ д-р техн. наук К.К. Софійський – ІГТМ НАНУ, м. Дніпропетровськ д-р техн. наук О.М. Шашенко – НГУ, м. Дніпропетровськ

Редакційна рада: проф. Н. Азіз (Ph.D) – університет Вуллонгонга, Австралія проф. С. Пенг (Ph.D) – університет Західної Вірджинії, США акад. РАПН, проф. Б.А. Картозія, Московський державний гірничий університет проф. В.Л. Шкуратник, Московський державний гірничий університет акад. РАПН, проф. О.П. Дмітрієв, Московський державний гірничий університет акад. Л.О. Назарова, Інститут гірничої справи СВ РАН, м. Новосибірськ проф. В.П. Зубов, Санкт-Петербурзький державний гірничий інститут

Редакція збірника: канд. техн. наук. І.В. Назимко – УкрНДМІ, м. Донецьк асс. Н.А. Бугайова – ДонНТУ, м. Донецьк

Адреса редакції: 83000, Україна, м. Донецьк, вул. Артема, 58, к. 11.319; Тел.: (062) 381-75-39; E-mail: [email protected], [email protected] Збірник зареєстрований в Державному комітеті інформаційної політики, телебачення та радіо-мовлення України. Свідоцтво: серія КВ №7383 від 03.06.2003. Збірник включено до переліку наукових фахових видань України, в яких можуть публікуватися результати дисертаційних робіт на здобуття наукових ступенів доктора і кандидата наук (за-тверджено постановою президії ВАК України № 1-05/5 від 31 травня 2011, надруковано в бю-летені ВАК №7, 2011) ISSN 1682-1092 © Автори статей, 2012

© ДВНЗ «Донецький національний технічний університет», 2012


3

УДК 622.352.1 Н.В. Зуєвська (д-р. техн. наук)

Національний технічний університет України «Київський політе-хнічний інститут»

ВПЛИВ ТЕХНОЛОГІЇ ВИДОБУВАННЯ ПРИРОДНОГО КАМЕНЮ НА ЙОГО МІЦНІСНІ ХАРАКТЕРИСТИКИ

В статті проводиться аналіз зміни міцнісних характеристик гранітних

блоків трьох родовищ, які видобувались вибуховим і алмазно-канатним способами. В залежності від способу їх видобування, за допомогою ульт-развукового дефектоскопу отримати числові характеристики зміни модуля пружності, які дозволяють оцінити міцнісні характеристик блоків не тіль-ки на краях, а й на весь блок, що дає більш повну оцінку якості продукції.

Ключові слова: міцнісні характеристики, ультразвуковий дефекто-скоп, модуль пружності, спосіб видобування.

Вступ. Майже одна третина (200 тис. км2) території держави припадає на Український кристалічний щит, який складається пе-реважно з унікальних за своїми забарвленням та текстурним ма-люнком гранітів, діоритів, лабрадоритів, габро та інших різнови-дів гірських порід. Аналіз експорту природного каменю на 2012 рік з України за типами продукції показав, що експорт сировин-них блоків становив 60 %. За останні роки спостерігається тенде-нція збільшення обсягів експорту лабрадориту, порівняно з ін-шими видами облицювального каменю, що пояснюється збіль-шенням попиту на український лабрадорит на світовому ринку, але граніт займає лідируючі позиції.

Сучасний стан питання. Перед Україною стоять задачі не тільки збільшення обсягів експорту виробів з декоративного ка-меню, а і вдосконалення технологій видобування високоякісних блоків. Недосконалість технології видобування блоків особливо яскраво проявляється при видобуванні високоміцних порід обли-цювального каменю і полягає у застосуванні буровибухових спо-собів видобування блоків, які призводять до значного збільшення втрат сировини [1, 2] і як наслідок, невідповідності видобутих блоків за якісними характеристиками до виробничих потреб ка-менеобробних підприємств.

© Зуєвська Н.В., 2012


4

Рис. 1. Обсяги експорту виробів з різних типів декоративного каменю з

України у 2012 р.

Якість добутої товарної продукції впливає на процес пода-льшої її переробки. Втрати і проблеми, які виникають в процесі переробки блоків природного каменю на кінцеву продукцію, мо-жна зменшити або уникнути на початковому етапі видобування товарних блоків декоративного каменю в кар'єрі. Якщо природні чинники можна лише враховувати і використовувати при виборі технологічних способів і процесів видобування, то технологію видобування ми можемо змінювати або вдосконалювати - саме цій актуальній науково-технічній задачі і присвячена ця стаття.

Метою роботи є встановлення закономірностей зміни міц-нісних характеристик гранітних блоків в залежності від способу їх добування, за допомогою ультразвукового дефектоскопу.

Викладення основного матеріалу. Розмір зон трищіноут-ворення твердих гірських порід, які утворюються в результаті за-стосування тих або інших способів відділення гранітних блоків від масиву, знаходяться в прямій залежності від їхніх характерис-тик міцності, а саме: чим менші значення щільності 3кг м , мо-дуль пружності (Юнга) 1010 ,Е Па , модуль зсуву 1010 ,G Па , границя міцності на стиснення 810 ,c Па , границя міцності на розрив

710 ,p Па , тим більші кінцеві значення зон трищіноутворення.


5

До сучасних методів непорушуючого контролю и виявлення скритих дефектів в блоках відноситься ультразвуковий дефекто-скоп. Цей прибор представляє собою електронно-акустичний прилад, який дозволяє з високою точністю вимірювати час роз-повсюдження ультразвукових коливань в контролюючому об’єкті і на цій підставі розраховувати швидкість розповсюдження ульт-развукових коливань. Порівнюючи швидкість розповсюдження ультразвукових коливань еталонного зразку з досліджуваним, можна судити о присутності тріщин, неоднорідних включень та інших дефектів. Прибор дозволяє вимірювати час, необхідний для проходження сигналу від ультразвукового передатчика через досліджуваний матеріал к датчику-приймальнику та розрахову-вати модуль пружності зразків. Загальний вигляд ультразвуково-го дефектоскопу представлений на рис.2.

Рис. 2. Ультразвуковий дефектоскоп італійської фірми MATEST модель

С372N Доцільність використання різних технологій видобування

блоків можна оцінити по зміні властивостей порід і параметрів, що їм відповідають і які характеризують реакцію порід на дію певних інструментів, механізмів або технологічних процесів. Цю сукуп-ність фізико-механічних і гірничо-технологічних властивостей гір-ських порід, які описують їх поведінку в процесах розробки родо-


6

вища, зазвичай називають фізико-технічними властивостями порід. А параметри гірських порід називають базовими. Одним з най-більш важливих базових параметрів є зміна пружних характерис-тик блоків каменю залежно від технології видобування. Пружність характеризує властивість порід поновлювати свою початкову фор-му і об'єм після припинення дії зовнішніх навантажень і може бути виражена в кількісному вимірі модулем пружності(модулем Юнга).

У представлених дослідженнях аналізувалися гранітні зразки, які були вирізані з блоків, які були здобуті із застосуванням двох різних технологій - вибуховій і алмазно-канатним різанням з трьох родовищ: Покостівське, Капустянське і Корнинське. За допомогою ультразвукового дефектоскопа С372N, з урахуванням анізотропії гранітів був визначений модуль пружності і отримані результати вимірів графічно представлені на рис. 3, 4, 5.

Рис. 3. Для Покостівського граніту. Криві 1,2 - значення модуля пружнос-ті, Е*1010 (Па) при вибуховому способі видобування блоків по горизонта-лі і по вертикалі відповідно, криві 3,4 - значення модуля пружності, Е*1010

(Па) при способі видобування блоків із застосуванням алмазно-канатних пил, по горизонталі і по вертикалі відповідно.


7

Рис. 4. Для Капустянського граніту. Криві 1,2 - значення модуля пружнос-ті, Е*1010 (Па) при вибуховому способі видобування блоків по горизонта-лі і по вертикалі відповідно, криві 3,4 - значення модуля пружності, Е*1010

(Па) при способі видобування блоків із застосуванням алмазно-канатних пил, по горизонталі і по вертикалі відповідно.

Рис. 5. Для Корнинського граніту. Криві 1,2 - значення модуля пружності, Е*1010 (Па) при вибуховому способі видобування блоків по горизонталі і

по вертикалі відповідно, криві 3,4 - значення модуля пружності, Е*1010 (Па) при способі видобування блоків із застосуванням алмазно-канатних

пил, по горизонталі і по вертикалі відповідно.

Завдяки застосуванню сучасного ультразвукового дефекто-скопа, оцінку якості блокової продукції можна робити не лише на


8

краях блоків, але і враховується увесь блок, що дає повну оцінку якості продукції.

В результаті можна зробити висновок, що зразки, отримані з блоків, які були видобуті з використанням алмазно-канатної пи-ли, мають значно більш високе значення модуля пружності, а значить і менш травмовані в ході видобування. Природно, якість здобутих блоків впливає на процес подальшої переробки і довго-вічності виробів, що виготовляються з нього. Втрати і проблеми, які виникають в процесі переробки блоків природного каменю на кінцеву продукцію, можна зменшити або уникнути на початко-вому етапі здобичі товарних блоків декоративного каменю в ка-р'єрі. І хоча вихід якісних блоків з корисної копалини, яка добу-вається, і втрати каменю при видобуванні залежать не лише від технології видобування, а і від природних чинників, ми можемо значно підвищити якість блоків і довговічність виробів з них за рахунок зміни або вдосконалення технології видобування блоків в масиві.

Список литературы 1. Бакка М.Т. Обробка природного каменю. Навч.посібник / Бакка

М.Т., Коробійчук В.В., Зубченко О.А. – Житомир: РВВ ЖДТУ, 2006. – 438с.

2. Коробійчук В.В. Дослідження впливу якісних ознак блочного ка-меню на технологію розпилювання канатом з алмазними напайками / В.В.Коробійчук // Вісник ЖДТУ. Серія : технічні науки. – Житомир: ЖДТУ, 2007. – №2(41). – С.148-154.

Стаття надійшла до редакції 19.11.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук І.В. Антиповим

Н.В. Зуевская Национальный технический университет Украины «Киевский политехни-ческий институт» ВЛИЯНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ДОБЫЧИ ПРИРОДНОГО КАМНЯ НА ЕГО ПРОЧ-НОСТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ

В статье проводится анализ изменения прочностных характеристик гранитных блоков трех месторождений, которые добывались взрывным и алмазно-канатным способами. В зависимости от способа их добычи, с по-мощью ультразвукового дефектоскопа получены числовые характеристики изменения модуля упругости, которые позволяют оценить прочностные


9

характеристики блоков не только по краям, а и по всему блоку, что дает более полную оценку качества продукции.

Ключевые слова: прочностные характеристики, ультразвуковой де-фектоскоп, модуль упругости, способ добычи.

N.V. Zuyevska National Technical University of Ukraine “Kiev Polytechnic Institute” THE INFLUENCE OF NATURAL STONE EXTRACTION TECHNIQUE ON ITS STRENGTH PROPERTIES

The paper provides an analysis of strength characteristics of granite blocks from three deposits. They were extracted using blasting and diamond wires methods. Using defectoscope we obtained numeric data for elasticity modulus change, which allow estimating strange characteristics of blocks not only on their edges, but along the blocks and that helps to more fully estimate the prod-uct quality.

Key words: strength characteristic, ultrasonic inspection, elasticity modulus, extraction method.


10

УДК 622.831.3 Г.В. Бабиюк (д-р техн. наук, проф.), В.Ф. Пунтус (ассист.),

М.А. Диденко (канд. техн. наук, ассист.) Донбасский государственный технический университет,

г. Алчевск ИССЛЕДОВАНИЕ, СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ И

ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ЭЛЕКТРОЕМКОСТНОГО МЕТОДА ДЛЯ ОЦЕНИВАНИЯ ПРОЯВЛЕНИЙ ГОРНОГО ДАВЛЕ-

НИЯ ВОКРУГ ВЫРАБОТОК С помощью лабораторных исследований электроемкостного метода

оценивания неоднородностей в породном массиве установлено, что основ-ными факторами, влияющими на показания интроскопа, являются раскры-тие трещин и диаметр шпура. Предложена с использованием методики планирования эксперимента регрессионная зависимость показаний интро-скопа от влияющих факторов. На основе установленных закономерностей усовершенствованы конструкция интроскопа и методика шахтных иссле-дований трещинной пустотности пород, с использованием которых оцене-ны проявления горного давления в выработке.

Ключевые слова: электроемкостной метод, интроскоп, горные по-роды, трещины, лабораторные исследования, шпур, выработка.

Проблема и её связь с научными и практическими зада-чами. Исследование внутренней структуры массива горных по-род и протекающих вокруг выработок геомеханических процес-сов с помощью геофизических методов играет огромную роль в вопросе устранения неопределенности при принятии решений по обеспечению надежности выработок [1, 2]. Подобные функции в различных отраслях реализуются с помощью систем контроля, разработка которых применительно к геомеханическим процес-сам не завершена. В связи с этим задача обоснования наиболее рационального метода контроля, исследования зависимости пока-заний интроскопа от влияющих факторов и усовершенствования приборно-методического обеспечения для оценки состояния мас-сива горных пород до сих пор является актуальной для подземно-го строительства.

Анализ исследований и публикаций. Среди геофизиче-ских методов хорошо зарекомендовал себя метод электроемкост-ного каротажа шпуров, разработанный в ДонГТУ [3]. В основе © Бабиюк Г.В., Пунтус В.Ф., Диденко М.А., 2012


11

его лежит зависимость частоты тока, вырабатываемой измери-тельным автогенератором, от величины емкости конденсаторного датчика, которая, в свою очередь, определяется диэлектрической проницаемостью пород. При этом максимальное или минималь-ное значения показаний прибора в зависимости от типа заполни-теля трещины соответствуют ее положению посередине датчика, а величина пика характеризует ее раскрытие. С помощью такого метода оценивается нарушенность пород вокруг выработки и ус-танавливаются проявления горного давления при текущем геоме-ханическом контроле [4].

Для обработки натурных измерений авторами метода пред-ложена зависимость относительного раскрытия трещины от пока-заний интроскопа [5]: )АА/()АА(l/P змтмэн 2 , (1) где Рн – относительный показатель нарушенности породного мас-сива;

Σδ – суммарное раскрытие трещин в интервале измерения, мм;

2lэ– эффективная длина датчика, мм; Ам, Ат, Аз – показания прибора соответственно на ненару-

шенных участках массива, в шпуре и в заполнителе трещины, кГц.

Как показали шахтные измерения [4], входящие в выраже-ние (1) величины, зачастую, не являются постоянными. Более то-го, на показания прибора существенное влияние оказывают диа-метр шпура, смещение оси зонда по отношению к оси шпура, об-разующееся в результате поперечных подвижек слоистых пород или деформации стабилизаторов положения зонда в шпуре, и другие факторы. Поэтому реальные показания интроскопа имеют явно выраженный случайный характер, а показатель неоднород-ности Рн является косвенной характери-стикой, которую можно использовать только для качественной оценки нарушенности в месте опробования. Для повышения достоверности измерений электроемкостным методом и получения необходимой информа-ции с минимальными затратами следует установить зависимость показаний прибора от основных влияющих факторов и на этой


12

основе усовершенствовать приборно-методическое обеспечение геомеханического контроля состояния породного массива вокруг горных выработок.

Постановка задач исследований. Задачами данной работы являются установление экспериментальных зависимостей, связы-вающих показания измерительного прибора (частоты сигнала) с тем или иным влияющим фактором, оценивание значимости влияющих факторов, получение зависимости частоты сигнала от совокупного действия значимых факторов с использованием пла-нирования эксперимента, разработка новой конструкции интро-скопа и методики измерений трещинной пустотности горных по-род, а также ее реализация в шахтных условиях для оценивания устойчивости выработки, корректирования прогнозных матема-тических моделей, адаптации параметров крепи и режимов ее ра-боты к внешним условиям.

Методика исследований. Лабораторные измерения прово-дились для изучения влияния различных факторов, характерных для шпуровых элетромагнитных методов каротажа, а именно: оценивания статистической изменчивости показаний интроскопа в различных средах; регистрации показаний прибора вдоль шпу-ра на границе контакта двух сред; изучения влияния диаметра шпура на показания интроскопа; исследования влияния парамет-ров трещиноватости (раскрытия трещин, их числа, размеров меж-трещинных целиков, ориентации трещин относительно оси шпу-ра) на показания прибора; оценивания влияния на результаты из-мерений эксцентриситета положения датчика.

Исследования проводились с помощью электроемкостного преобразователя конструкция зонда которого изображена на рис. 1,а, с использованием лабораторного стенда, приведенного на рис. 1,б представляющего собой цилиндрический фрагмент массива, с размещенным по его оси шпуром (диаметром 36 мм; 41 мм и 46 мм), в который помещался зонд. Диаметр и длина мо-делей принималась такими, чтобы исключались граничные эф-фекты, а её размеры превышали две эффективные длины элек-троемкостного преобразователя. По середине шпура располага-лась изучаемая неоднородность в виде контакта двух сред или


13

одиночной трещины (либо их системы). В качестве среды выбран модельный материал с процентным соотношением компонентов Г:Ц:ГП:П:В = 25,3%:11,56%:36,94%:14,64%:11,56% (по весу), воспроизводящий однородный ненарушенный массив и изготов-ленный из дробленой горелой породы (ГП), скрепленной комби-нированным водным (В) вяжущим на основе гипса (Г) и цемента (Ц), с добавлением кварцевого песка (П). Выбор в качестве мо-дельного материала такого сложного состава обусловлен стрем-лением увеличить значение диэлектрической проницаемости сре-ды до значения εr = 8–12, характерного для однородной поликри-сталлической горной породы. Измерения частоты сигнала А в моделях производились после полного высыхания материала, процесс которого контролировался путем взвешивания образцов.

Электроемкостный преобразователь, с помощью которого реализуется указанный способ, состоит из перемещаемого по оси шпура зонда и измерительного блока в виде цифрового частото-мера с диапазоном измерения частоты от 1 до 9999 кГц. Зонд со-стоит из датчика, представляющего собой накладной электриче-ский конденсатор, и измерительного автогенератора гармониче-

37 10 37 10 37 19,5 30 19,5 30 30 60

20

340

Ø30

1 3 1 2 1 4 5 6 2 4 205

170

650

325 325 38

Ø46

Ø30

Ø150

б)

а)

1 – электроды преобразователя; 2 – диэлектрик; 3 – корпус датчика; 4 – центрирующие элементы;

5 – резьбовое соединение; 6 – досылочное устройство

Рис. 1. Конструкция зонда (а) и схема стенда (б) для исследования показаний интроскопа на контакте двух сред


14

ских (синусоидальных) колебаний. Электроемкостной датчик в авторском варианте [3] изготовлен из трех металлических колец, расположенных соосно и включенных в колебательный контур автогенератора. Сигнал от зонда по кабелю поступает на часто-томер, который показывает изменение частоты измерительного автогенератора в зависимости от изменения электрической емко-сти датчика прибора, которая, в свою очередь, зависит от диэлек-трической проницаемости окружающей датчик среды.

В общем случае методика изучаемого метода включают в себя следующие действия:

а) выбор (воспроизведение) среды с определенной величи-ной диэлектрической проницаемости и влияющим фактором;

б) установление значения диэлектрической проницаемости среды с учетом ее неоднородности (пористости, трещиноватости, распределения влаги и прочих факторов);

в) установление величины емкости первичного преобразо-вателя датчика с учетом влияния поверхности шпура, структуры и свойств породного массива в конкретном месте измерения;

г) установление емкости колебательного контура измери-тельного генератора датчика;

д) измерение частоты колебаний напряжения, вырабатывае-мой измерительным генератором;

е) передачу сигнала по каналу связи; ж) измерение частоты сигнала; з) фиксацию результатов измерения (на бумаге, магнитных

или иных средствах хранения информации); и) перемещение датчика по длине шпура в новую точку за-

мера, фиксация положения датчика и повторение предыдущих пунктов (в – з);

к) статистическую обработку данных по длине шпура или в месте расположения неоднородности;

л) расчет показателей, характеризующих ту или иную неод-нородность, и получение необходимых результатов.

Анализ перечисленных измерительных этапов позволяет отметить, что пункты от в до з представляют собой получение первичной информации о емкости конденсатора и перевод ее в


15

частоту сигнала измерительного прибора. Зависимость изменения частоты напряжения измерительного генератора от диэлектриче-ской проницаемости породного массива или модельной среды можно получить путем тарировки интроскопа в среде с извест-ными свойствами. При этом для характеристики неоднородности (трещиноватости) пород следует использовать относительные показатели (аналоги коэффициента трещинной пустотности по-род), что позволит ограничиться при расчете информационного показателя показаниями измерительного прибора и даст возмож-ность не переходить к абсолютным значениям физического пара-метра (диэлектрической проницаемости). Поэтому цель лабора-торных исследований заключается в нахождении эксперимен-тальных зависимостей, связывающих показания измерительного прибора интроскопа (частоты сигнала) с тем или иным влияю-щим фактором, установлении значимости влияющих факторов и получении с использованием планирования эксперимента зави-симости частоты сигнала от совокупного действия значимых факторов.

Перед началом измерений прибор для его температурной стабилизации выдерживался 60 минут во включенном состоянии. После снятия начального отсчета на воздухе, датчик вводили в шпур с одной стороны модели таким образом, чтобы электромаг-нитное поле электроемкостного преобразователя не выходило за пределы модели. Далее зонд перемещали с интервалом 1 см в на-правлении другого края модели и фиксировали отчеты до тех пор, пока он не выходил за пределы модели с другой стороны. При этом измерения повторяли два раза, а отчеты снимали при движении зонда в прямом и обратном направлениях, что позво-лило получить в каждой точке модели по четыре показания. В каждой серии замеров снимали заключительный отсчет на возду-хе. Интервал перемещения датчика принят одинаковым при из-мерениях во всех средах, в том числе при наличии трещин. Вы-бор такого шага измерения обусловлен тем, что дискретные сиг-налы датчика для того, чтобы не потерять информацию о неодно-родности (трещине) среды, должны поступать с шагом переме-щения зонда не более половины эффективной длины датчика.


16

Показания интроскопа в различных средах. На первом этапе исследования состояли в изучении величины показаний прибора, размещенном в различных средах. В качестве сред при тарировке интроскопа выбраны: воздух, для которого диэлектри-ческая проницаемость известна и равна εr=1; сухой кварцевый пе-сок (εr = 4,69 – 5,06); щебень из дробленой породы; модельный материал выбранного состава.

На воздухе и в сыпучей среде шпур имитировался бумаж-ным цилиндром различного диаметра, который располагался по оси цилиндрической модели, заполненной материалом исследуе-мой среды.

Сопоставление показаний прибора в различных средах представлено на рис. 2.

Рис 2. Показания прибора на воздухе (1), в песке (2), в дробленой породе (3) и в модельном материале (4)

Наибольшие показания прибора соответствуют воздуху,

имеющему минимальную диэлектрическую проницаемость, а наименьшие – модельному материалу, у которого диэлектриче-ская проницаемость максимальна и соответствует ненарушенно-му однородному породному массиву.

Влияние диаметра шпура на показания интроскопа. Влияние диаметра шпура на показания интроскопа исследовалось на моделях однородного породного массива. Шпуры в моделях

2370

2375

2380

2385

2395

20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 35 L, см

А, кГц 1

2

3

4


17

выбуривали с помощью специальных коронок диаметром 36 мм, 41 мм и 46 мм, что позволило охватить весь диапазон изменения диаметра шпура в шахтных условиях.

Данные измерений для различных диаметров шпуров пред-ставлены на рис. 3 в виде гистограмм распределения частоты сигнала А, а результаты статистической обработки данных заме-ров – на рис. 3 в виде теоретического закона распределения слу-чайной величины сигнала и на рис. 4 в форме эмпирической за-висимости частоты сигнала от диаметра шпура dш.

Анализ результатов позволяет отметить, что даже в одно-родной среде показания прибора представляют собой статистиче-скую совокупность, обусловленную не столько вариацией ди-электрической проницаемости окружающей датчик среды, сколь-ко изменением положения зонда в шпуре. Такой вывод обуслов-лен тем, что разброс показаний интроскопа в различных средах, размещенных вокруг бумажного цилиндра постоянного диамет-ра, имеет приблизительно одно и то же значение. В первую очередь разброс показаний прибора объясняется сме-щением оси зонда относительно оси шпура из-за неконтролируе-мого изгиба проволок, предназначенных для фиксации положе-ния датчика. При этом вариация показаний интроскопа (среднее квадратичное отклонение σ) возрастает с уменьшением диаметра шпура dш, так как в этом случае прогибы проволок достигают максимальной величины. Математическое ожидание μ частоты сигнала с ростом диаметра шпура увеличивается в связи с ростом кольцевого воздушного зазора между поверхностями шпура и зонда. Проверка выборок (рис. 3) с помощью тестов Пирсона и Колмогорова показала, что случайная величина часто ты сигнала А при уровне значимости 05,0 хорошо описывается нормаль-ным законом распределения. С ростом диаметра шпура частота сигнала А увеличивается по нелинейной зависимости (рис. 4). Обработка данных замеров ме-тодом наименьших квадратов показала, что практически с одина-ковой теснотой связи частота сигнала А от диаметра шпура опи-сывается квадратичной (соrr = 0,969) и экспоненциальной (соrr = 0,966) функциями:


18

1 – экспериментальная гистограмма; 2 – теоретический закон распределения

Рис. 3. Распределение показаний интроскопа при различных диаметрах шпура: а) dш = 36 мм; б) dш = 41 мм; в) dш = 46 мм

891245202385 2ш

d

A , (2)

)d,(ехрА ш119044312385 , (3) где dш – диаметр шпура.

ω

А, кГц

1 2

в) А, кГц

ω

А, кГц

1

2

б)

1 2 ω а)

А, кГц


19

Рис. 4. Квадратичная (а) и экспоненциальная (б) зависимости

частоты сигнала А от диаметра шпура dш

Обе зависимости асимптотически стремятся к показанию прибора на воздухе Ав = 2385 кГц, так как с ростом диаметра шпура увеличивается кольцевой воздушный зазор между зондом и поверхностью шпура. Чем меньше диаметр шпура, тем ближе датчик с электроемкостным преобразователем расположен к по-роде, которая имеет в несколько раз большее значение диэлек-трической проницаемости, чем воздух, поэтому показания интро-скопа с уменьшением диаметра шпура снижаются. Аналогичным образом зависят показания интроскопа от относительного диа-метра шпура dш / dз (dз – диаметр зонда) в песке и дробленой по-роде (рис. 5), причем с ростом пустотности среды нелинейность становится менее выраженной. Влияние зазора между датчиком и стенкам шпура на показания интроскопа наглядно демонстрируется на рис. 6. Из анализа ри-сунка следует, что ростом зазора чувствительность интроскопа снижается, так как при этом разность показаний прибора в мас-сиве и на воздухе (по модулю) уменьшается. Истинное показание прибора в массиве Ам соответствует случаю, когда зазор между зондом и стенкой шпура будет равен нулю, т.е. при dш = dз, а пре-дельное показание, равное показанию прибора на воздухе, дости-гается, когда диаметр шпура многократно превышает размер электрического поля вокруг датчика.

dш, мм

2400

А, кГц

2360

2340

2320

2300 20 40 60 80 100 120 160 dш, мм

2400

А, кГц

2360

2340

2320

2300 20 40 60 80 100 120 160

а) б)


20

Рис. 5. Зависимости показаний интроскопа от относительного

диаметра шпура dш/dз для различных материалов

Приведенные на рис. 6 зависимости хорошо аппроксимиру-ются экспоненциальной (соrr = 0,999) и степенной (соrr = 1) за-

Рис. 6. Влияние зазора между шпуром и зондом на разность показаний ΔА интроскопа в модельном материале и на воздухе

висимостями, полученными методом наименьших квадратов: )d/d.exp(,A зш807293273 ; (4) 44

зш7139 ,)d/d(,A . (5) где ΔА – разность показаний прибора в массиве и на воздухе.

1 1,2 1,4 1,6 1,8 0

50

100

150

А , кГц

dш/dз

1

2

1 – экспоненциальная зависимость; 2 – степенная зависимость

2320

2330

2340

2350

2360

2370

2390

1,20 1,25 1,30 1,35 1,40 1,45

щебень песок 1,55 dш / dз

модельный материал

2380 А , кГц


21

В этой связи следует отметить, что устранить неопределен-ность в получении показания прибора на ненарушенных участках массива Ам можно за счет определения показания прибора с ис-пользованием зависимостей (4) и (5) при dш = dз.

На основании проведенных исследований можно попутно заметить, что увеличить чувствительность датчика ΔА и снизить разброс показаний можно путем измерения прижатым к среде зондом, т.е. при минимальной величине зазора, хотя бы с одной стороны зонда.

Измерение показаний интроскопа на границе контакта двух сред. Наиболее характерным типом неоднородности в по-родном массиве является плоскость контакта двух сред с различ-ными физическими свойствами. Такая неоднородность соответ-ствует плоскости напластования в слоистом породном массиве, границе задела разрушенных и монолитных пород, контакту по-роды с воздухом в трещине.

Измерения проведены на стенде (рис. 1,б), одна половина которого была заполнена модельным материалом, а другая – воз-духом, сухим песком, дробленой породой. Шпур в емкости также имитировался тонкой бумажной трубой.

Методика измерений в этом случае заключалась в следую-щем. После снятия начального отсчета на воздухе, датчик разме-щали в одной из сред таким образом, чтобы электрическое поле электроемкостного преобразователя не выходило за пределы мо-дели, т.е. датчик полностью находился в этой среде. Далее зонд перемещали с интервалом 1 см в направлении другой среды и фиксировали отчеты до тех пор, пока он не выходил за пределы модели с другой стороны. После этого замеры повторяли в ином направлении, а в конце замеров снимали заключительный отсчет на воздухе. Результаты измерений представлены на рис. 7.

Анализ графических зависимостей позволяет отметить, что, несмотря на существенное отличие диэлектрических свойств кон-тактируемых сред, графики имеют одинаковый вид и представле- ны двумя горизонтальными прямыми, плавно сопрягающимися кривой, вогнутость которой переходит в выпуклость в месте


22

Рис. 7. Графики изменения показаний интроскопа при переходе датчика из модельного материала на воздух (а), в песок (б) и в дробленную породу (в)

в шпуре диаметром 41 мм пересечения плоскости контакта, где она имеет максимальный угол наклона к горизонтали. Авторы метода для аппроксимации

2370

2372

2374

2376

2378

2380

2382

2386

20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 48 L, см

А, кГц песок

б)


А5 А6 Аср

дробленая порода


2371

2372

2373

2374

2375

2376

2378

20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 48 L, см

А, кГц

А1 А2 А4 А3

в)

2370

2375

2380

2385

2395

20 22 24 26 28 30 32 34 36 40 42 44 48 L, см

А, кГц воздух


38

а)


23

такого графика, полученного для контактов «воздух-вода» и «воз-дух - песок», предложили использовать выражение гиперболиче-ского тангенса [5], расстояние между асимптотами которого равно разности показаний прибора в контактируемых средах.

В этом случае расчетная схема для определения показаний интроскопа на контакте двух сред имеет вид, представленный на рис. 8. Пусть датчик перемещается из среды S1 в среду S2, причем расстояние по нормали от контакта сред до датчика равно х12. Начало координат разместим в центре датчика, а длину электро-емкостного преобразователя обозначим через 2L . Тогда показа-ния интроскопа А12 при переходе контакта можно описать зави-симостью [5]:

1 – электроемкостный преобразователь; 2 – контакт сред S1 и S2 Рис. 8. Расчетная схема к определению показаний интроскопа на контакте

двух сред

)x(thbaA 1212121212 , (6) где а12 – показания интроскопа, когда центр датчика совпадает с плоскостью контакта сред: 2/)( 2112 AAa ; (7)

b12 – полуразность показаний интроскопа в двух средах, равная


24

2/)( 2112 AAb ; (8) А1 и А2 – показания интроскопа соответственно в средах S1 и

S2 вне зоны влияния контакта; α12 – модуль чувствительности интроскопа:

ээ) ll

)AA()AA(xX

Ab

12

21 12

1201212

1212

, (9)

где lэ – половина длины эффективной зоны чувствительности датчика интроскопа.

Из выражений (6 – 9) следует, что при переходе датчика из среды S2 в среду S1

справедливы следующие соотношения: 2112 aa ; 2112 bb ; 2112 , (10)

а формула для вычисления показаний интроскопа А21 запишется в виде:

)( 1212121221 xthbaA . (11) Необходимо заметить, что приведенные зависимости спра-

ведливы, если показания интроскопа линейно зависят от физиче-ских свойств среды (диэлектрической проницаемости).

Из рис. 8 авторы метода формулируют геометрический смысл эффективной полудлины lэ, которая является проекцией на ось х касательной, проведенной в точке перегиба кривой показа-ний интроскопа, т.е. является протяженностью зоны чувстви-тельности электроемкостного преобразователя. При этом длина датчика 2L не обязательно совпадает с эффективной длиной 2lэ. По мнению авторов работы [5] параметр lэ полностью предопре-деляется конструктивными размерами датчика и является кон-стантой для данного прибора, подлежащей определению в ходе его тарировки.

Однако расчетная схема, приведенная на рис. 8, не учитывает то, что зонд интроскопа в породном массиве может быть разме-щен только в шпуре, размеры которого переменны dш = var и, как показали исследования, существенно влияют на показания прибо-ра при dз = const, а электрическое поле датчика распространяется в ограниченном пространстве, представленном, в первую очередь, полостью шпура, а затем уже контактирующими средами (см. рис. 9). Поэтому протяженность зоны чувствительности элек-троемкостного преобразователя также определяется пересечением


25

поля датчика с поверхностью шпура. Если кольцевой зазор между зондом и стенками шпура остается постоянным, т.е. dш / dз = const, то, независимо от диэлектрической проницаемости сред, величина эффективной длины 2lэ датчика остается постоянной. При этом угол наклона кривой к поверхности раздела изменяется. Чем больше разница показаний интроскопа в контактируемых средах, тем больше угол наклона касательной к горизонтали.

1 – электроемкостный преобразователь; 2 – поле интроскопа

Рис. 9. Расчетная схема к определению показаний интроскопа на контакте двух сред с учетом диаметра шпура

При переменном диаметре шпура показания интроскопа за-

висят не только от диэлектрических свойств контактируемых сред, но и от размеров шпура. Если диаметр шпура увеличивается, то с ростом кольцевого воздушного зазора между зондом и поверхно-стью шпура, при постоянстве диэлектрических свойств контакти-


26

руемых сред, абсолютная частота сигнала А увеличивается, при этом эффективная длина датчика с ростом диаметра шпура и раз-ность показаний интроскопа в двух средах уменьшаются.

Данные теоретические положения подтверждаются экспе-риментальными зависимостями, представленными на рис. 10 и рис. 11, где на рисунке 10 графически демонстрируется практи-ческое постоянство эффективной длины датчика в различных средах при dш / dз = const, и приведены ее значения для различ-ных диаметров шпуров, а на рисунке 11 дана нелинейная зависи-мость половины эффективной длины от относительных размеров шпура, которая с теснотой связи соrr = 0,994 аппроксимируется экспонентой

зшэ 807241377 d/d,ехр,l , (12) и с теснотой связи соrr = 0,997 степенной зависимостью вида

7533зшэ 4594 ,).d/d(,l (13)

Следует заметить, что при dш = dз для зависимости (12) 2lэ = 166,4 мм, а для зависимости (13) – 2lэ = 189 мм, что превы-шает конструктивную длину датчика 2L=3·37+2·10=131 мм (рис. 1) в 1,3-1,44 раза.

Учитывая сказанное, зависимость для расчета показаний интроскопа на границе раздела двух сред должна быть уточнена путем умножения каждого из членов в выражении (11), завися-щих от величины диаметра шпура, на нелинейную функцию, учитывающую влияние зазора на показания прибора. Однако строгое теоретическое определения вида функции наталкивается на серьезные математические трудности в виду неограниченно-сти пространственного распределения электромагнитного поля датчика и его зависимости от диэлектрической проницаемости среды.

Влияние трещин на показания интроскопа. Для исследо-вания влияния трещинной пустотности на показания интроскопа использованы также цилиндрические модели, изготовленные из модельного материала на основе измельченных горелых пород с диаметром шпура dш = 36 мм и dш = 46 мм. Трещины выполняли путем разрезания модели пилой перпендикулярно к оси шпура на отдельные части различного размера. Трещиноватый породный


27

Рис. 10. Определение эффективной длины датчика по

результатам тарировки интроскопа в различных средах при диаметрах шпура dш = 46 мм (а), dш = 41 мм (б), dш = 36 мм (в)

в)

2325

2335

2345

2355

2365

2375

2395

20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 46 L, см

А, кГц


воздух

песок

дробленая порода

2lэ = 98 мм

б)

2355

2360

2365

2370

2375

2380

2385

23

2395

20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 46 4L, см


песок

дробленая порода модельный материал

2lэ = 56 мм

а)

2370

2375

2380

2385

23

2395

20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 46 4L, см


песок

дробленая порода модельный материал

2lэ = 40 мм


28

1 – экспонента; 2 – степенная зависимость

Рис. 11. Зависимость эффективной длины датчика от зазора между зондом и шпуром

массив собирался на стенде, число трещин и расстояние между ними задавалось при сборке, а изменение раскрытия трещин осуществлялось за счет раздвижки отдельных частей модели.

Вначале исследовались показания интроскопа в зоне дейст-вия одиночной трещины, при этом методика измерений состояла в следующем. После снятия начального отсчета на воздухе, на стенде фиксировалось требуемое раскрытие трещины, которое в ходе эксперимента изменялось от нуля до 10 мм через 1 мм, от 10 мм до 60 мм через 5 мм, а далее через 10 мм. Затем зонд по-мещали в шпур и в зоне влияния трещины, на участке длиной 15-30 см, снимали показания прибора, перемещая зонд через 1 см. При этом измерения повторяли 2 раза, а отсчеты снимали при движении зонда в прямом и обратном направлениях, что позво-ляло иметь в каждой точке четыре показания. В конце замеров каждой серии (одного раскрытия трещины) снимали заключи-тельный отсчет на воздухе.

При вариации показаний прибора на воздухе (из-за измене-ния влажности) результаты измерений корректировались путем введения поправочного коэффициента. Так как за счет раскрытия трещины длина шпура постоянно увеличивалась, а местораспо-ложение датчика фиксировалось по шкале отсчетного устройства относительно края модели, то для каждой серии замеров вводи-лось линейная поправка на раскрытие трещины, что позволило совместить середины всех трещин на одной линии, которая нахо-дилась между 22 и 23 см измерительного участка. Эксперимен-

1 1,2 1,4 1,6 2,0 0

50

100 lэ, мм

dш/dз

1

2


29

тальные зависимости для средних показаний интроскопа даны на рис. 12. Для устранения вторичных эффектов графики построены в координатах A и х, где A – приращение показаний интроско-па в зоне влияния трещины, а х – расстояние от середины трещи-ны до места ее измерения.

На основании анализа полученных результатов можно отме-тить, что графики изменения средних показаний интроскопа вблизи одиночной трещины представляют собой куполообразные кривые, являющиеся результатом наложения зависимостей для двух смежных поверхностей раздела одной и той же трещины. Поэтому максимальная частота сигнала прибора приурочена к середине трещины, причем по мере роста ее раскрытия увеличи-ваются как ширина зоны влияния трещины, так и амплитуда воз-мущения. При такой базе измерения для модели с диаметром шпура dш = 36 мм минимальное раскрытие трещины, оказываю-щее влияние на показания интроскопа, составляет δ = 3 мм, а при dш = 46 мм – δ = 6 мм. С ростом диаметра шпура величина пока-заний интроскопа вне зоны влияния трещины несколько увели-чивается, а амплитуда возмущения за счет влияния трещины уменьшается. Чем больше раскрытие трещины, тем ближе пока-зания прибора приближаются к частоте сигнала на воздухе. Отмеченные закономерности наглядно демонстрируются на со-вмещенном графике прироста показаний интроскопа по длине шпура для одного и того же раскрытия трещины (δ = 20 мм и δ = 60 мм) при различных диаметрах шпура (dш = 36 мм и dш = 46 мм) (рис. 13). Анализ рисунка позволяет отметить, что эти факторы являются взаимовлияющими, причем больший при-рост частоты сигнала в трещине с одним и тем же раскрытием имеет место при меньшем диаметре шпура. С ростом величины раскрытия трещины максимальное показание прибора по середи-не трещины и ширина зоны ее влияния увеличиваются, что пред- полагает рост частоты сигнала в заполнителе трещины, тогда как в выражении [5]

21Т1 ААААlэ , (14) где АT – показания прибора, когда датчик установлен по центру трещины;


30

Рис. 12. Графики изменения средних приращений показаний интроскопа в зоне влияния одиночной трещины ΔА для

шпура диаметром dш = 46 мм (а) и dш = 36 мм (б) А1 и А2 – соответственно показания прибора, когда датчик

находится в массиве вне зоны влияния трещины или в трещине бесконечного раскрытия. Значение частоты А2 принимается авто-рами метода [3] постоянным и равным показанию прибора на воздухе АВ.

5

10

15

20

25

-10 -6 -4 -2 0 2 4 6 10 х, см

ΔА, кГц

0,25 мм 1 мм 3 мм 5 мм 6 мм 7 мм 8 мм 9 мм 10 мм 15 мм 20 мм 25 мм 30 мм 35 мм 40 мм 45 мм 50 мм 55 мм 60 мм

-х, см

а)

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

-10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10

ΔА, кГц

0,25 мм 1 мм 3 мм 5 мм 7 мм 9 мм 10 мм 15 мм 20 мм 30 мм 40 мм 50 мм 60 мм 80 мм

-x, см x, см

б)


31

Рис. 13. Зависимость прироста показаний интроскопа по

длине шпура для одного и того же раскрытия трещины при различных диаметрах шпура

Сказанное иллюстрируется на графике (рис. 14), построен-

ном в безразмерных координатах )AA/()AA(A~ 1B1Т и эl/ . Из рис. 14 следует, что относительные показания интроскопа, неза-висимо от диаметра шпура, нелинейно зависят от раскрытия тре-щины и с теоретическим корреляционным отношением соrr = 0,989 могут быть представлены экспонентой вида

эl,expA~ 70501 . (15)

Рис. 14. Зависимость относительных показаний интроскопа Ã

от относительной ширины трещины δ/lэ при установке датчика по ее середине

1 2

3 4

δ=20 мм (dш=36 мм) δ=60 мм (dш=36 мм)

δ=60 мм (dш=46 мм) δ=20 мм (dш=46 мм)

5

10

15

20

25

30

35

45

-10

-6

-4

-2

0 2 4 6 10

х, см

ΔА, кГц

-х, см

2

4

1

3

1 2 3 5 δ/lэ 0

0.5

1 Ã


32

Отметим, что вплоть до значений 1/ эl наблюдается ли-нейная зависимость показаний интроскопа от относительного раскрытия трещины. Это существенно упрощает расшифровку данных шахтных наблюдений, и дало основание авторам метода рекомендовать к применению линейную зависимость (14) между относительным раскрытием трещины и показателем неоднород-ности массива A~ . Исследование ошибки линеаризации показало, что при A~ < 5 величина ошибки не превышает ε < 5 %. Изучив закономерности изменения показаний датчика интроско-па в зоне влияния одиночной трещины, перейдем к рассмотрению более сложного случая, когда в зоне чувствительности датчика находятся две параллельные трещины, разделенные целиком по-стоянной толщины S =1 cм и имеющие одинаковое раскрытие , которое в ходе опыта изменялось от 0,25 мм до 80 мм. Графики изменения средних приращений показаний интроскопа для этого случая в шпуре диаметром 46 мм приведены на рис. 15. Вначале, когда трещины имеют небольшое раскрытие, датчик реагирует на них как на одну трещину. Однако при дальнейшем увеличении суммарного раскрытия трещин наблюдается изменение формы графической зависимости. Вершина становится более плоской (Σδ = 30 мм), а затем возникает седловина и появляются два пика, т.е. датчик начинает отличать одну трещину от другой. Следова-тельно, при толщине целика S = 1 cм интро-скоп обладает изби-рательной способностью различать трещины, когда их суммарное раскрытие превышает Σδ = 30 мм. Теперь рассмотрим другой случай, когда между двумя трещинами с суммарным раскрытием Σδ = 10 +10 = 20 мм имеется целик переменной толщины S. На рис. 16 представлены графики распределения средних прираще-ний показаний интроскопа в окрестности двух трещин с раскры-тием 10 мм, разделенных целичками шириной 0, 10, 20, 30 и 50 мм. График для S = 0 мм соответствует случаю одиночной трещины с раскрытием 20 мм. Если трещины находятся доста-точно близко друг к другу, то интроскоп реагирует на них как на одну трещину, однако прирост показаний интроскопа в середине целика уменьшается по сравнению с ΔA для одиночной трещины. Следовательно, постулируемый в работе [5] принцип аддитивно-


33

сти показаний интроскопа при расположении любого числа тре-щин произвольного раскрытия в пределах Σδ < lэ при измерениях датчиком данного типа не подтверждается экспериментально.

При дальнейшем росте ширины целика S между трещинами,

т.е. увеличении расстояния между ними, размер зоны изменения показаний интроскопа вдоль шпура увеличивается, вершина пика становится более плоской, а с момента S 30 мм появляются два пика. Следовательно, датчик способен избирательно отличать одну трещину от другой, когда относительное расстояние между трещинами превышает (S + δ)/lэ>2.

Зависимость приращений интроскопа, когда датчик нахо-дится посередине целика между двумя трещинами с раскрытием δ = 10 мм, представлена на рис. 17. Зависимость нелинейная, при S = 0 прирост показаний интроскопа соответствует одиночной трещине, а с увеличением S прирост показаний асимптотически стремится к нулю (ΔA → 0). Однако в диапазоне от 0 до S / lэ = 1 зависимость близка к линейной.

2

4

6

8

10

12

14

-10 -6 -4 -2 0 2 4 6 10 х, см

ΔА, кГц

0,25+0,25 мм

15+15 мм 20+20 мм 5+5 мм 25+25 мм

7,5+7,5 мм30+30 мм

10+10 мм 35+35 мм

-х, см

Рис. 15. Графики распределения средних приращений показаний интроскопа в зоне влияния двух трещин

различного раскрытия при постоянной величине целика S = 1 см для шпура диаметром dш = 46 мм

3+3 мм


34

Рис. 16. Графики распределения приращений показаний

интроскопа в окрестности двух трещин одинакового раскрытия δ = 10 мм, разделенных целиком переменной

ширины S, для шпура диаметром dш = 46 мм

Рис. 17. Изменение приращений показаний интроскопа

в зависимости от ширины целика S

Влияние эксцентриситета положения датчика на резуль-таты измерений. При измерениях в реальных условиях одним из основных факторов, влияющих на показания интроскопа, являет-ся уступ на поверхности шпура, образующийся в результате пе-

2

4

6

8

10

12

-8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 x, cм

ΔА, кГц

S = 20мм мм

S = 30мм мм

S = 50мм мм

S = 0 мм S = 10мм мм

-x, cм 1 2 3 4 5

0

2 4 6 8

12

5 10 15 20 25 30 35 40 50 S, мм

ΔА, кГц


35

ремещения разрушенных пород перпендикулярно к его оси, что приводит к изменению положения зонда относительно оси шпура и появлению эксцентриситета ℮ между осями шпура и зонда.

Для изучения влияния этого фактора на показания прибора такая ситуация моделировалась на стенде (рис. 18), а на котором были проведены следующие опыты. Датчик интроскопа вначале располагали в неискривленном шпуре диаметром 46 мм и 36 мм с кольцевым зазором соответственно 8 мм и 3 мм, т.е. без эксцен-триситета (℮ = 0), и проводили измерения по длине шпура при различном раскрытии трещины δ. Затем создавали фиксирован-ный уступ между двумя частями модели, т.е. смещали оси от-дельных частей шпура относительно оси зонда на величину экс-центриситета ℮, причем, так как досылочное устройство с корпу-сом датчика соединяется жестко, эксцентриситеты на отдельных частях модели оказывались в противоположных направлениях. Ввиду гибкости центрирующих элементов зонда в общем случае возможно неравенство эксцентриситетов в левой и правой части модели, т.е. при переходе уступа зонд может поворачиваться на некоторый угол и не быть параллельным оси шпура. В шпуре диаметром dш = 46 мм эксцентриситету задавали два значения:

I II

δ

е

I II

dш dз

I-I z

dш

dз

z

у у

II-II

Рис. 18. Стенд для исследований показаний интроскопа при смещении оси шпура относительно оси зонда


36

℮ =16 мм и ℮ = 8 мм, в шпуре диаметром dш = 36 мм – соответст-венно ℮=6 мм и ℮ = 3 мм. При этом вдоль оси z с одной стороны зонда кольцевой зазор (dш / dз) /2 увеличивался до максимума, а с другой – уменьшался до нуля. Совокупность зависимостей для среднего прироста показаний интроскопа вдоль модели шпура диаметром 46 мм представлена на рис. 19. Анализ полученных зависимостей позволяет отметить, что взаимовлияние двух факторов существенно изменяет картину распределения показаний интроскопа по длине шпура и усложня-ет ее расшифровку. Это связано, прежде всего, с разнонаправлен-ностью влияния факторов. С одной стороны рост раскрытия тре-щины ведет к увеличению доли воздуха в зоне действия электро-магнитного поля датчика и, как следствие, к увеличению прирос-та показаний интроскопа, максимум которого соответствует слу-чаю, когда середина датчика совпадает с серединой раскрытия трещины. С другой стороны, увеличение эксцентриситета ведет к уменьшению зазора между поверхностью шпура и зондом, а, сле-довательно, к росту объема породы в зоне действия датчика. По-этому в области влияния эксцентриситета показания прибора уменьшаются и образуются купола, которые направлены вниз, причем их максимум соответствует случаю, когда силовые линии поля датчика в большей степени пересекают породу, а в меньшей – воздух в полости шпура и трещины.

Отмеченное влияние факторов наглядно видно на рис. 19. Без эксцентриситета (℮ = 0 мм) зависимости средних приращений в зоне влияния трещины, независимо от диаметра шпура, пред-ставляют собой куполообразные кривые, обращенные пиком вверх, величина которого постепенно увеличивается с ростом раскрытия трещины. Появление эксцентриситета приводит к об-разованию купола, т.е. снижению показаний интроскопа по срав-нению с исходными значениями в однородном шпуре. Это свиде-тельствует, что вначале более значимым фактором является экс-центриситет. Дальнейший рост раскрытия трещины при постоян-ной величине эксцентриситета ведет к появлению обращенного вверх пика в месте расположения купола и его раздвоению. По мере роста раскрытия трещины пик по ее середине увеличивается,


37

Рис. 19. Прирост показаний интроскопа ΔА вдоль модели шпура диаметром dш = 46 мм при величине эксцентриситета е = 0 мм (а),

е = 8 мм (б) и е = 16 мм (в) и различных значениях раскрытия трещины δ

ΔА, кГц

10

30

15 х, см 10 5 -15 -х, см -10 -5 -10

-20

-30

-40

-50

0

в)

ΔА, кГц

-х, см -15 -10 -5 5 10 х, см

25

15 10 5

0 -5

-10 -15 -20

15

б)

5

10

15

20

25

-15 -10 -5 0 5 10 15 х, см

ΔА, кГц

-х, см

а)

δ=0,25 мм δ=1 мм δ=5 мм δ=10 мм δ=15 мм δ=20 мм

δ=30 мм δ=40 мм δ=50 мм δ=60 мм δ=80 мм


38

а по бокам от уступа образуются две расширяющиеся с ростом трещины выемки, которые соответствуют моментам, когда зонд прижат к поверхности шпура и максимум зоны действия датчики приходится на породу, а не на воздух. В шпуре меньшего диа-метра (dш / dз=1,2) в связи с уменьшением доли воздуха в зоне действия датчика размах показаний интроскопа в зоне влияния дефекта шпура увеличивается.

Отмеченные закономерности демонстрируются на рис. 20, где представлены графики прироста показаний интроскопа по-средине трещины в зависимости от ее раскрытия при минималь-ном, среднем и максимальном значениях эксцентриситета в шпу-ре диаметром 46 мм. С ростом раскрытия трещины показания ин-троскопа увеличиваются по нелинейной зависимости, подобной приведенной на рис. 14. Наличие эксцентриситета в шпуре при-водит даже к появлению отрицательной области, что очень за-трудняет расшифровку показаний интроскопа с целью установ-ления трещинной пустотности массива.

Таким образом, наличие трех взаимовлияющих факторов (диаметра шпура, раскрытия трещины и эксцентриситета) сущест-венно усложняет картину распределения показаний интроскопа

Рис. 20. Прирост показаний интроскопа посередине трещины в зависимости от её раскрытия при различных значениях

эксцентриситета е в шпуре диаметром 46 мм вдоль шпура, расшифровка, которой с помощью методики, полу-ченной на основании исследования влияния лишь одного фактора

-50 -40 -30 -20 -10

0 10

30

0,5 1 1,5 2 2,5 3 δ/lэ

ΔА, кГц 1

2

3

1 – е = 0 мм; 2 – е = 8 мм; 3 – е = 16 мм

4


39

(раскрытия трещины), становится невозможной в виду нестабиль-ного положения датчика в шпуре. При реальных замерах в шахт-ных условиях число взаимодействующих факторов еще больше увеличивается (наличие неровностей поверхности шпура, наличие неоднородности в строении монолитного массива, наличие влаги в шпуре, наличие кусочков породы в шпуре, изменение угла наклона трещины и слоев по отношению к оси шпура и т.д.). Для решения отмеченной проблемы необходимо либо изменить методику оцен-ки неоднородности породного массива по показаниям интроскопа с целью учета влияния всех значимых факторов, либо изменить кон-струкцию зонда и разработать новую методику замеров с целью стабилизации положения зонда в шпуре и усиления значимости трещинной пустотности в показаниях интроскопа.

Регрессионная модель зависимости показаний интро-скопа от влияющих факторов. Множество влияющих факторов, случайный характер их влияния, взаимодействие факторов между собой, широкий диапазон варьирования их численных значений вызывают необходимость в постановке большого числа опытов, чтобы обеспечить необходимую представительность. В такой си-туации целесообразно для минимизации числа опытов при одно-временном гарантировании заданной точности исследований ис-пользование математических методов планирования эксперимен-та [6]. Их применение исключает произвол в задании условий эксперимента и позволяет получить математическую зависимость показаний интроскопа от совокупного действия случайных фак-торов.

В этом случае система «зонд-шпур-породный массив» имеет ряд характеризующих ее случайных входов, управлять которыми исследователь не может, поэтому модель выхода имеет следую-щий вид:

)()( xxy , (16) где )(x – функция отклика или неслучайная функция от совокуп-ного действия факторов;

)(x – ошибка опыта, т.е. случайная величина, распределение которой определяется значением вектора )(x , а математическое ожидание 0)( хМ .


40

По полученным из опыта данным оценить функцию отклика для того или иного фактора можно лишь приближенно. Значение этой функции в фиксированной точке факторного пространства равно условному математическому ожиданию изучаемой пере-менной, т.е. )(x = )(хyМ . Так как вид функции нам заранее неиз-вестен, то ее мы будем представлять уравнением регрессии:

,......

......22

22221111)1(

211222110

nnnnnnn

nn

xaxaxaxxaxxaxaxaxaay

(17)

где iiiji aaaa ,,,0 – коэффициенты регрессии. В связи с трудоемкостью эксперимента основная задача его

планирования состоит в выборе такого плана, при котором для оценки функции отклика потребовалось бы провести минималь-ное число опытов п. Наиболее часто в подобных случаях исполь-зуют планы экстремального эксперимента [6], позволяющие опи-сать модель с помощью полинома. Эти планы представляют со-бой систему опытов, содержащую возможные неповторяющиеся комбинации выбранных факторов при экстремальных уровнях их варьирования. Среди планов экстремального эксперимента наи-более простыми являются планы полного факторного экспери-мента (ПФЭ). Если мы имеем дело с п – факторами, каждый из которых устанавливается на q уровнях, то для того, чтобы осуще-ствить ПФЭ необходимо поставить m=qn опытов.

Рассмотрены уравнения регрессии первого и второго поряд-ка, учитывающие взаимодействия двух факторов: диаметра шпу-ра – х1 и раскрытия трещины – х2. Третий фактор (эксцентриси-тет) исключен благодаря новой методике измерений. Входные факторы х1 и х2 представлены в виде кодированных переменных [6], уровни и интервалы варьирования которых, приведены в табл. 1.

Для определения коэффициентов в уравнениях регрессии проведено шесть опытов и один дополнительный в центре плана, который служил для проверки модели на адекватность.

План-матрица и результаты полного двухфакторного экспе-римента приведены в табл. 2.

После вычисления коэффициентов, уравнения регрессии первого и второго порядка имеют вид:


41

Таблица 1 Уровни и интервалы варьирования факторов

Уровни факторов Наименование фактора и единицы

измерения

Обозначе-ние фактора ниж-

ний -1

основ-ной

0

верх-ний +1

Интервал варьиро-

вания

Диаметр шпура dш, мм x1 36 41 46 5 Раскрытие трещины δ, мм х2 0 20 40 20

Таблица 2

План-матрица, среднее значение выходной величины и дисперсия воспро-изводимости опытов S2{yj}

№ х0 х1 х2 х1х2 y1 y2 y3 y4 y j S2{yj} 1 +1 +1 +1 +1 136,74 137,53 136,86 137,66 137,20 0,22 2 +1 -1 +1 -1 135,32 135,66 135,54 135,31 135,46 0,03 3 +1 -1 -1 +1 79,91 81,10 80,72 81,28 80,75 0,41 4 +1 +1 -1 -1 121,35 121,45 121,75 121,74 121,58 0,05 5 +1 0 -1 0 127,86 127,01 127,95 127,05 127,47 0,30 6 +1 +1 0 0 115,96 115,76 114,32 116,12 115,54 0,85

2121 77,958,1764,1075,118 xxxxy , (18) 2

22

12121 )(92,1)(05,977,958,1764,1088,125 хххххху . (19) Проверка адекватности полученных моделей эксперимен-

тальным данным производилась статистически по методике, из-ложенной в работе [6]. При этом производилась оценка однород-ности дисперсий выходной величины через коэффициент Кохрэ-на, значимости коэффициентов уравнения регрессии по критерию Стьюдента и проверка модели на адекватность по критерию Фи-шера. Проверка показала, что все значения коэффициентов в уравнениях регрессии (18 и 19) – значимы, а модели – адекватны. Сравнение значения выходной величины в центре плана со сво-бодным членом уравнения регрессии позволило определить ошибку сходимости δ, которая для уравнения (18) составила 4,1%, а для уравнения (19) – 1,66%, т.е. математическое уравне-ние второго порядка лучше описывает исследуемую область.

Найденные уравнения позволяют оценить степень влияния факторов на показания интроскопа при их взаимодействии. Если перед коэффициентом стоит знак плюс, то с увеличением данного


42

фактора выходная величина увеличивается, а если стоит минус, то наоборот. Из уравнений (18 и 19) следует, что раскрытие тре-щины является более значимым фактором, чем диаметр шпура, а взаимовлияние факторов имеет противоположный знак, т.е. чем больше диаметр шпура, тем меньше влияние оказывает трещино-ватость пород на показание интроскопа.

Криволинейные поверхности на рис. 20 дают наглядное представление о поведении уравнений регрессии в факторном пространстве. Из рис. 20 видно, что поверхность описываемая уравнением второго порядка, лучше соответствует результатам лабораторных исследований. Полученное уравнение (19) может использоваться для определения раскрытия трещин в массиве, т.е. по показанию интроскопа, замерив диаметр шпура dш, можно определить величину раскрытия трещин δ.

Рис. 20. Факторное пространство математической модели нелинейного уравнения регрессии первого (а)

и второго (б) порядка Разработка новой конструкции зонда для интроскопии

породного массива. Работа с интроскопом в шахтных условиях позволила выявить следующие недостатки метода [3]: невысокая достоверность измерений, так как конструкция датчика не обес-печивает линейной связи между диэлектрической проницаемо-стью пород и показателями прибора; нестабильность частоты ко-лебаний от внешних факторов (в частности от температуры); уз-

а) б)

108,98

94,87 98,09

113,85


43

кий диапазон измерения частоты; изменчивость чувствительно-сти датчика по его длине при измерении на длинной базе; боль-шая потребляемая мощность прибора, что ограничивает продол-жительность его работы; нестабильность положения датчика от-носительно оси шпура в результате неравномерного износа на-правляющих о стенки шпура; ошибка измерения в результате уменьшения диаметра шпура вследствие развития деформацион-ных процессов в породном массиве во времени; жесткая конст-рукция досылочного устройства, что затрудняет измерения при искривлении шпура.

Для учета установленных закономерностей и устранения отмеченных недостатков разработана новая конструкция интро-скопа [7], общий вид которого представлен на рис. 21.

а) б)

в)

г)

Рис. 21. Внешний вид измерительного блока интроскопа (а), его внутреннее устройство (б), конструкция зонда (в)

и прижимного элемента (г)


44

Достоверность измерений предложенным интроскопом, преж-де всего повышена путем внесения изменений в электрическую схему интроскопа, а именно, путем замены автогенератора гармо-нических колебаний релаксационным генератором прямоугольных импульсов, собранном на одной интегральной микросхеме и имею-щим линейную зависимость частоты от электрической емкости.

Все входящие в микросхему радиоэлементы выполнены на од-ном полупроводниковом кристалле при одних и тех же технологи-ческих параметрах производства, что обеспечивает более высокую стабильность частоты колебаний от внешних факторов по сравне-нию с автогенератором, собранном на дискретных элементах. Высо-кая температурная стабильность обеспечивается также за счет при-менения микросхемы, работающей в режиме микротоков, которые не вызывают её нагрева во время работы. Дополнительно для стаби-лизации частоты в схему интроскопа введен интегральный стабили-затор напряжения питания с коэффициентом стабилизации по на-пряжению Кu=2000.

Точность измерения частоты колебаний в усовершенствован-ном приборе возросла в 10 раз за счет увеличения разрядности час-тотомера от 0,1 кГц до 9999,9 кГц. Уменьшение потребляемой при-бором мощности достигнуто за счет использования в измеритель-ном блоке микросхем, изготовленных по технологии КМОП, и мо-дуля индикации на основе семисегментных светодиодных индика-торов. Такое решение позволило применить динамическую индика-цию, при которой отдельные знакоместа зажигаются поочередно с коротким интервалом переключения, поэтому зрительно восприни-маются как непрерывное свечение всех разрядов индикатора. В этом случае общая потребляемая индикатором мощность не зависит от его разрядности и равна мощности, потребляемой одним знакоме-стом, что значительно меньше по сравнению с ранее применявши-мися вакуумными люминесцентными индикаторами, основным ис-точником потребления энергии которых являются цепи накаливания катодов. Уменьшение общей потребляемой мощности с 800 до 50 мВт значительно увеличило продолжительность работы прибора при питании его от батареи при проведении шахтных исследований,


45

а также уменьшило нестабильность показаний интроскопа, связан-ную с изменением напряжения источника питания при его разрядке.

В первоначальном варианте (см. рис. 1) датчик прибора был жестким и состоял из трех элементов, образующих два параллельно включенных конденсатора. Такое включение обеспечивает симмет-ричность характеристики прибора относительно середины зонда, однако при этом в зоне центрального электрода характеристика чув-ствительности датчика имеет провал. Устранить этот недостаток можно за счет увеличения числа параллельно включенных электро-дов, при этом характеристика чувствительности будет иметь не-сколько менее глубоких провалов, а при значительно большем числе электродов может быть получена практически равномерная харак-теристика. В усовершенствованном варианте интроскопа чувстви-тельный элемент зонда реализован в виде спирали (рис. 21, в), нави-той на гибкий каркас двужильным проводом с наружным диамет-ром жилы 2 мм, что при длине датчика 104 мм соответствует 52 электродам. Сравнение характеристик авторского и усовершенство-ванного интроскопа по длине датчика при измерении надлинной ба-зе приведено на рис. 22, где уровень чувствительности А~ выражен как процентное отношение разницы показаний прибора на воздухе АВ и в моделе с одиночной трещиной АТ к показателю прибора на воздухе АВ.

Рис. 22. Характеристика чувствительности авторского (1) и усовершенствованного (2) интроскопа по длине датчике

при измерении на длинной базе


46

Электронная схема зонда (рис. 21, в) собрана на печатной плате размером 14х120 мм, изготовленной из двухсторонне фоль-гированного текстолита, что позволяет разместить её совместно со спиральным датчиком в гибкой пластиковой трубе, которая одновременно играет роль досылочного устройства.

Для того чтобы измерения не зависели от зазора между стенками шпура и датчиком прибора, зонд в виде пластиковой трубы прижимается к стенкам шпура с помощью гибкой пружи-ны, расположенной вдоль шпура (рис. 21, г). Данная конструкция зонда дает возможность приспосабливаться к неровностям шпура и изменению его диаметра, допускает регулирование степени прижатия зонда за счет изменения жесткости пружины и позво-ляет измерять диаметр шпура по удлинению пружины, для этого один из ее концов закреплен кольцом на трубе, а второй выпол-нен подвижным, допускающим перемещение вдоль оси зонда.

Измерительный блок интроскопа собран на двух печатных платах (рис. 21, б) размером 90х140 мм, изготовленных из двух-сторонне фольгированного текстолита. Размеры и расположение радиоэлементов на платах измерительного блока допускает их герметичное размещение в корпусе от шахтного анализатора ме-тана «Сигнал-2», что дает возможность применять интроскоп в газовых шахтах.

Использование интроскопа для оценки проявлений гор-ного давления в выработке. Исследования были направлены на изучение проявлений горного давления непосредственно вблизи забоя проводимой выработки. Получение геомеханической ин-формации осуществлялось с помощью контурных реперов и электроемкостного каротажа в шпурах, пробуренных в кровле, почве и боках воздухоподающего уклона пласта l1 шахты имени XIX съезда КПСС ГП «Луганскуголь», проводимого вне зоны влияния очистных работ.

Воздухоподающий уклон (рис. 23) предназначен для подачи свежей струи от вспомогательной вентиляционной скважины, пробуренной у южной границы шахтного поля до гор. 700 м. Ук-лон проводился сверху вниз под углом 3-5° от западного отка-точного штрека гор. 610 м параллельно ранее проведенному 4-му


47

западному вентиляционному уклону на расстоянии 150 м от него. При проведении воздухоподающего уклона выемка угля пла-ста l1, мощностью 0,9 м, и пород кровли пласта производилась комбайновым способом. Проходческий забой был оснащен ком-байном КСП-22, ленточным перегружателем типа ППЛ-1К и лен-точным конвейером 1ЛТП-80. Форма поперечного сечения выра-ботки – арочная, крепление выработки – трехзвенная арочная ме-таллическая податливая крепь КМП-А3 из спецпрофиля СВП-27 с плотностью установки 1,43 рамы/м с деревянной затяжкой кровли. Проектная площадь поперечного сечения выработки в свету до осадки – 12,8 м2, а проектная длина – 800 м. К моменту начала исследований было пройдено 576 м выработки.

Место оборудования комплексной замерной станции (КЗС), включавшей три замерных пункта (рис. 23), расположенных на расстоянии 5 м друг от друга, совпало с геологическим наруше-нием в виде мелкоамплитудной флексурной складки, вследствие чего угольный пласт оказался ниже контура поперечного сечения выработки. Каждый замерный пункт комплексной замерной станции состоял из пяти шпуров глубиной 2,2 м, предназначен-ных для оценки трещинной пустотности окружающего выработку породного массива и контурных реперов для контроля смещений породного обнажения выработки. Для установки контурного ре-пера бурили шпуры длиной 0,3 м, в них плотно забивали дере-вянные пробки, в которые затем закрепляли реперы с измери-тельным кольцом, служащим для зацепления крючка рулетки с натяжной лентой. Смещения породного контура выработки реги-стрировали на замерной станции по реперам, заложенным в кровле, почве и боках выработки.

Результаты замеров смещений контура выработки представ-лены на рис. 24. За весь период наблюдений (86 сут) вертикаль-ная конвергенция кровли и почвы составила 286 мм, горизон-тальная конвергенция боков выработки – 45 мм, максимальное опускание пород кровли – 93 мм. Следует также отметить значи-тельные смещения пород почвы выработки, которые на протяже-нии всего времени наблюдений превышали величину опускания кровли и на последний замер составили 193 мм.


48

Рис. 23. Выкопировка с плана горных работ (а) с указанием

места расположения комплексной замерной станции (КЗС) и геологический разрез по воздухоподающему уклону

Максимальное значение интенсивности опускания кровли

(от 23 до 7 мм/сут) наблюдалось в первые 10 суток после обна-жения пород (рис. 24, б), далее наблюдалось снижение скорости смещений. В период с 35 по 86 сут интенсивность опускания кровли практически не менялась и составила в среднем 0,2 мм/сут, что свидетельствует о стабилизации процесса. Сред-няя интенсивность смещений кровли за весь период наблюдений составила 1,1 мм/сут. Отсутствие на графике периода нарастания интенсивности смещений пород дает основания утверждать, что зарождение разрушения пород имеет место уже впереди забоя.

Измерения в шпурах проводились при помощи разработан-ного электроемкостного зонда. Замеры электроемкостным мето-дом производились с той же периодичностью, что и смещений пород контура выработки, до момента их стабилизации. Это по-зволило сопоставить результаты интроскопии массива с данны-ми, полученными на контурных реперах. Фиксировались показа-ния прибора через каждые 5 см шпура при пятикратном

1,0 0,8 1,0 1,05 0,97 1,0

0,97

0,85 1,02

0,9

Г1715 +61,7 -554,4

×

×

×

×

×

×

×

×

×

2000г.

← 3° ←

5°

← 5°

← 8°

← 10°

← 0°

← 4°

← 2°

← 5°

× × × ×

× × × ×

Г1357 +63,8 -513,5

С

Ю

КЗС *

а)

L2 l1 l0

*

КЗС б)


49

Рис. 24. Смещения породного контура (а) и скорости

смещений (б) в воздухоподающем уклоне: 1 – почвы и кровли выработки; 2 – почвы; 3 – кровли; 4 – боков

повторении измерений. В результате анализа показаний прибора были получены данные о структурных особенностях массива, на-личии и раскрытии отдельных трещин, а также установлены за-кономерности образования зоны неупругих деформаций (ЗНД) вокруг выработки.

При этом, так как при ширине раскрытия трещины, не пре-вышающей половины длины эффективной зоны чувствительно-сти датчика, наблюдается почти линейная зависимость показате-ля неоднородности от ширины раскрытия трещины, зависимость между относительным показателем неоднородности и коэффици-ентом трещинной пустотности массива была представлена в ли-нейном виде:

зм

шмнтр AA

AAaPak

, (20)

0

50

100

150

200

250

350

10 20 30 40 50 60 70 90 T, сут

U, мм 1

2

3

4

а)

10

20

30

40

50

60

80

0 10 20 30 40 50 60 70 90

V, мм/сут

T, сут

1

2

3 4

б)


50

где kтр – линейный коэффициент трещинной пустотности по-род;

a – коэффициент пропорциональности; Рн – показатель неоднородности пород, установленный по

данным каротажа; Ам, Аш и Аз – показания прибора соответственно в ненару-

шенных участках массива, в шпуре и заполнителе трещины, скорректированные по данным лабораторных исследований в за-висимости от диаметра шпура, кГц.

Поскольку смещения породного контура известны по ре-зультатам измерений на контурных реперах, используя данную зависимость (20), можно перейти к смещениям uj породного кон-тура выработки в месте заложения j-го шпура:

LjLjLj r

шjLjмзм

jr

зм

шjмj

r

jтрj dllArAAA

adl

AAlAA

adllku000

. )()(

)( , (21)

где rLj – размер ЗНД в направлении j-го шпура. Смещения пород по шпурам, пробуренным в угольный

пласт, расположенный в почве выработки, для сопоставления с результатами электроемкостной интроскопии рассчитывались по формуле:

sinucosuu пб , мм, (22) где uб, uп – соответственно смещения, измеренные по контур-ным реперам в боках и в почве выработки, мм;

– угол наклона шпура к горизонтальной плоскости, рав-ный 15°.

Так как глубина ЗНД уже на момент первого наблюдения превысила глубину всех шпуров, оценка её размеров проводилась экстраполяцией до уровня его показаний в ненарушенном масси-ве с использованием зависимости вида:

)exp( lcbA , (23) где A – показание интроскопа в шпуре, зависящее от расстоя-ния l между зондом прибора и контуром выработки;

b, c – эмпирические коэффициенты, определяемые на каж-дую дату замера для каждого шпура.


51

Поскольку зависимость (23) является асимптотически убы-вающей, граница ЗНД определялась при разнице между рассчи-танным по ней показанием интроскопа A и показанием в ненару-шенном массиве (являющимся асимптотой) равной 0,1 кГц. Для примера на рис. 25 представлены графики показаний интроскопа на первую (а) и на последнюю (б) даты замеров, по которым вид-но, что размер ЗНД в кровле выработки за время наблюдений увеличился с 2,19 м до 8,24 м. Результаты расчета размеров ЗНД в зависимости от расстояния до забоя выработки представлены в табл. 3.

Таблица 3 Размеры зоны неупругих деформаций вокруг воздухоподающего уклона

Расстояние от забоя, м ≤ 1,2 2,8 5,6 11,9 17,5 23,8 28 30,8 44,1 57,4 74,2 189

Размер ЗНД в боках, м 2,05 2,33 2,59 2,73 2,92 3,15 3,27 3,34 3,54 3,62 3,65 3,67

Размер ЗНД в кровле, м 2,19 5,49 6,04 6,33 6,71 7,18 7,44 7,58 7,98 8,14 8,21 8,24

Рис. 25. Графики показаний интроскопа по шпуру,

расположенному в кровле воздухоподающего уклона, на первые (а) и 86-е сутки замеров (б)

Сопоставление результатов измерений на контурных репе-

рах и данных электроемкостного каротажа позволило определить из формулы (21) коэффициент a, связывающий показатель неод-нородности Pн с коэффициентом трещинной пустотности массива kтр, а также построить зависимости коэффициента трещинной

0 1 2 3 3530

3535

3540

3545

rL = 2,19 м

Aм = 3531 кГц

lшп, м

Amax

Amin

Aср

0 2 4 6 8 10 3520

3540

3560

3580

3600

Amax

Amin

Aср

rL = 8,24 м

Aм = 3531 кГц

lшп, м

A, кГц

а) б)

A, кГц


52

пустотности kтр от глубины шпура (рис. 26) и изолинии равных коэффициентов kтр вокруг выработки (рис. 27).

Расстояние от забоя: 1 – 1,2 м; 2 – 2,8 м; 3 – 5,6 м; 4 – 11,9 м; 5 – 17,5 м; 6 – 23,8 м; 7 – 28 м; 8 – 30,8 м; 9 – 44,1 м; 10 – 57,4 м; 11 – 74,2 м; 12 – 189 м;

Рис. 26. Зависимости показателя относительной неоднородности Pн и коэффициента трещинной

пустотности kтр от глубины l шпура, расположенного: а – в боку, б – в кровле, в – в почве

0,05

0,1

0,15

0,2

0 1 2 3 4 0

0,0115

0,023

0,0345

0,046

0

kтр Pн

l, м

1 2 3 4 5 6 7

8 9

10 11

12

а)

0

0,1

0,2

0,3

0 2 4 6 8 10 0

0,028

0,056

0,084

l, м

kтр Pн

1 2 3 4 5

6 7

8 9

10 11

12 б)

0

0,2

0,4

0,6

0 1 2 3 4 l, м 0

0,048

0,096

0,144 kтр Pн

1 2 3 4 5

6 7

8 9

10 11

12 в)


53

Рис. 27. Распределение изолиний коэффициента трещинной пустотности вокруг воздухоподающего уклона на

расстояниях от забоя: а – 1,2 м, б – 2,8 м, в – 28 м, г – 189 м Особенностью деформирования пород при проведении ук-

лона является зарождение разрушения в опережающем забой массиве, которое сразу после обнажения пород развивалось пре-имущественно в кровле выработки. Уже в первые сутки наблю-дений зона неупругих деформаций распространилась в кровле за пределы измерительного шпура (рис. 27, а), а еще через сутки из-

0

0,001

0,003

0,0060,012

0,03

б)

0 0,001

0,0030,006

0,009

0,012

0,012

а)

в) 0

0,001

0,009

0,021

0,05

0,05 0,09

0,03

0,03

0

0,001

0,009

0,021

0,06

0,06 0,12

0,03

0,03

г)


54

за разрыхления слоистых и анизотропных пород и действия гра-витационных сил в кровле выработки образовался свод, просле-живающийся по изолиниям kтр (рис. 27, б). По мере удаления за-боя размеры зоны разрушения постоянно росли, причем интен-сивность разрушения в кровле опережала разрушения в боках и почве выработки. Окончание процесса интенсивного трещинооб-разования произошло на 10 сутки наблюдений, что соответствует удалению от забоя на 23,8 м. После этого наблюдалась стабили-зация деформационного процесса, обусловленная окончанием перераспределения напряжений и включением в работу крепи, что согласуется с результатами замеров смещений породного контура (рис. 24, а).

Выводы и направление дальнейших исследований. На основе лабораторных исследований электроемкостного метода оценки структурных неоднородностей в массиве горных пород установлены экспериментальные зависимости показаний интро-скопа (частоты сигнала) от основных влияющих факторов, а так-же обоснованы наиболее значимые факторы и требования к при-борно-методическому обеспечению для его усовершенствования. Предложена регрессионная зависимость показаний интроскопа от раскрытия трещин и диаметра шпура и разработаны новая конст-рукция интроскопа и методика оценки трещинной пустотности пород вокруг выработки, использование которых позволяет оце-нивать проявления горного давления вокруг выработок.

Разработанное оборудование и методику определения тре-щинной пустотности пород вокруг выработок в дальнейшем пла-нируется положить в основу текущего контроля геомеханических процессов и их проявлений, являющегося частью разрабатывае-мой системы геомеханического контроля на угольных шахтах.

Список литературы 1. Ямщиков В.С. Контроль процессов горного производства /

В.С. Ямщиков. – М.: Недра, 1989. – 446с. 2. Бабиюк Г.В. Геомеханический контроль состояния массива вокруг

горных выработок/ Г.В. Бабиюк // Проблеми гірського тиску. – Збірник на-укових праць. Випуск №14. – Донецьк: ДонНТУ, 2006. – С.157 – 170.

3. А.с. 1794253 СССР, МКИ G01V 3/18 Способ определения неодно-родностей массива горных пород / Г.Г. Литвинский, В.А. Касьянов; Ком-


55

мунарский горно-металлургический институт. №4790255/25; Заявлено 8.02.90; Опубл. 7.02.93. Бюл. №5.

4. Бабиюк Г.В. Определение показателей нарушенности пород по ре-зультатам єлектроемкостного каротажа / Г.В. Бабиюк, А.А. Леонов, В.А. Касьянов // Известия Донецького горного института. – 1997. – №2 (6). – С. 86 – 92.

5. Литвинский Г.Г. Измерение структурных неоднородностей масси-ва при сооружении выработок / Г.Г. Литвинский, В.А. Касьянов // Техно-логия, механизация и организация строительства горных выработок. – Ке-мерово: КПИ, 1988. – С.100-107.

6. Володарский Е.Т. Планирование и организация измерительного эксперимента / Е.Т. Володарский, Б.Н. Малиновский, Ю.М. Туз. – К.: Ви-ща шк., 1987. – 280с.

7. Пат. №57376 Україна, МПК (2011.01) G01V 3/18. Електроємнісний інтроскоп для масиву гірських порід / М.О. Діденко, Г.В. Бабіюк, В.Ф. Пунтус. – №U2010 09387; заявл. 26.07.10; опубл. 25.02.11. Бюл. №4.

Стаття надійшла до редакції 17.11.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук С.В. Борщевським

Г.В. Бабіюк, В.Ф. Пунтус, М.А. Диденко Донбаський державний технічний університет ДОСЛІДЖЕННЯ, ВДОСКОНАЛЕННЯ ТА ВИКОРИСТАННЯ ЕЛЕКТРОЄМНІ-СТНОГО МЕТОДУ ДЛЯ ОЦІНЮВАННЯ ПРОЯВІВ ГІРСЬКОГО ТИСКУ НА-ВКОЛО ВИРОБОК

За допомогою лабораторних досліджень електроємністного методу оцінювання неоднорідностей у масиві гірських порід встановлено, що ос-новними факторами які впливають на показання інтроскопу, є розкриття тріщин і діаметр шпуру. Запропонована з використанням методики плану-вання експерименту регресійна залежність показань інтроскопу від впли-вових факторів. На основі встановлених закономірностей вдосконалені конструкція інтроскопу та методика шахтних досліджень тріщинної поро-жнистості порід, з використанням яких оцінені прояви гірського тиску у виробці.

Ключові слова: електроємністний метод, інтроскоп, гірські породи, тріщини, лабораторні дослідження, шпур, виробка.

G. Babiyuk, V. Puntus, M. Didenko Donbass State Technical University STUDY, IMPROVEMENT AND USE OF ELECTROCAPACITY METHODS TO ES-TIMATE ROCK PRESURE AROUND EXCAVATIONS


56

Laboratory testing of the electrocapacity method of estimating heteroge-neities in rock mass has shown that basic factors influencing the introscope data are crack opening and borehole diameter. Using the method of experiment plan-ning we propose the regression dependence of introscope data on influencing factors. Besides we improved the introscope design and the methods of studying rock cracking and that allowed estimating the rate of rock pressure in excava-tions.

Keywords: electrocapacity method, introscope, rocks, laboratory re-search, borehole, excavation.


57

УДК 622.831.3 И.Г. Сахно (канд. техн. наук., доц.)

Донецкий национальный технический университет [email protected]

ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ГЕОМЕХАНИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ С УЧЕТОМ ИХ НЕЛИНЕЙНОСТИ

Одним из основных методов исследований в горной геомеханике является математическое моделирование. Интенсивное развитие компьютерных техноло-гий в последнее время способствовало развитию численных методов моделирова-ния и их преобладанию над аналитическими. В статье на основе критического ана-лиза существующих методов численного математического моделирования опре-делена перспективность метода конечных элементов для моделирования геомеха-нических процессов. Этот метод широко апробирован при расчетах конструкций в различных инженерных задачах. Однако простое перенесение опыта имитацион-ного моделирования в область геомеханических расчетов не всегда корректно. Предложен вариант построения и расчета моделей, позволяющий повысить ин-формативность результатов и более полно отразить природу геомеханических процессов вокруг горной выработки. При этом предложено использовать упруго-пластическую модель материала Друкера-Прагера и учитывать геометрическую нелинейность задачи, а также проводить пошаговое решение с суммированием ре-зультатов по предыдущим шагам. Выполнено сравнение традиционного и предла-гаемого вариантов проведения имитационного моделирования. При выполнении расчета по предлагаемому варианту смещения имеют максимум на контуре выра-ботки, видно зону влияния выработки в кровле и почве. Можно получить пред-ставления о размерах зон упругих и неупругих деформаций. Возникающие в мо-делях напряжения отличаются по абсолютной величине, а вертикальные напряже-ния даже по знаку. Напряжения, рассчитанные по энергетической теории прочно-сти, которые могут быть приняты в качестве критерия разрушения горных пород, в предлагаемом варианте расчета на 14,7% выше, чем в традиционном. Таким обра-зом, предлагаемый способ расчета более корректен, информативен и более полно отражает природу геомеханических процессов вокруг горной выработки. Это по-зволяет сделать вывод о целесообразности его применения при моделировании за-дач горной практики.

Ключевые слова: математическое моделирование, напряжения, деформа-ции, метод конечных элементов.

Проблема и ее связь с научными и практическими зада-чами. Расчет конструкций является одной из основных универ-сальных задач всех инженерных расчетов, в том числе и в горной геомеханике. При этом во многом заимствуются известные клас-

© Сахно И.Г., 2012


58

сические решения методов строительной механики и сопротив-ления материалов. Особенностью исследования геомеханических процессов является широкое распространение физического и ма-тематического моделирования.

Математическое моделирование, реализуемое с помощью аналитических и численных методов, является одним из основ-ных инструментов, позволяющих исследовать напряженно-деформированное состояние породного массива при решении за-дач горной геомеханики, который позволяет получать качествен-ные характеристики и количественные зависимости. При этом аналитические методы основаны на значительном упрощении решаемых задач и требуют наличия развитого математического аппарата. Так, например, получить аналитическое решение зада-чи распределения напряжений и деформаций вокруг горной вы-работки сложной конфигурации в объемной постановке при на-личии слоев пород с различными свойствами, а также областей неупругих деформаций и разрушенных пород является сложней-шей, и часто нерешаемой задачей. Поэтому в геомеханике в по-следнее время широко используются численные методы модели-рования, обладающие более широкими возможностями и полу-чившие новый толчок к развитию с появлением высокоскорост-ных ЭВМ.

Анализ исследований и публикаций. Основные числен-ные методы реализуемые при решении задач прочности в раз-личных областях техники: метод конечных элементов, метод ко-нечных разностей, метод граничных элементов, метод дискрет-ных элементов, комбинированные методы. При этом лидирую-щее положение занимает метод конечных элементов (МКЭ), ос-новные идеи которого были заложены Р. Курантом и Д. Гильбер-том [1]. Метод был впервые применен на ЭВМ в 1944 году Дж. Аргирисом. Существенный толчок в своем развитии МКЭ полу-чил в 1963 году после того, как было доказано то, что его можно рассматривать как один из вариантов метода Рэлея — Ритца, ко-торый путем минимизации потенциальной энергии сводит задачу к системе линейных уравнений равновесия. Основной вклад в развитие МКЭ в геомеханике сделали О.К. Зенкевич [2-4], Б.З. Амусин [5], Ж.С. Ержанов [6], А.Б. Фадеев [7].


59

Постоянное развитие средств вычисления, программного обеспечения привело к тому, что практически все современные расчеты на прочность проводят, используя МКЭ, реализуемый в различных программных пакетах.

Объясняется это тем что: 1. Расчетные схемы моделируемых объектов имеют черты

реального объекта, не требуется их упрощение до стандартных решений сопротивления материалов и строительной механики, могут быть детализированы с необходимой степенью точности в нужных местах

2. Для МКЭ характерна наглядность процесса и высокое ка-чество визуализации,

3. Проведение численного моделирования не требует высо-кой математической подготовки, может проводиться инженером-пользователем на основании руководств и инструкций программ-ного продукта. При этом инженер проводящий моделирование понимает специфику решаемой задачи с практической точки зре-ния, не допускает ошибок интерпретации математических ре-зультатов, что позволяет проводить корректировку модели в со-ответствии с конкретными условиями и получать граммотные инженерные решения.

Постановка задач исследований. Расчеты на основе допу-щения о линейной упругости материала являются наиболее рас-пространенными при расчете конструкций и анализе прочности. Линейно-упругий материал подчиняется соотношениям закона Гука и не сохраняет деформаций после снятия нагрузки.

При моделировании же геомеханических процессов необхо-димо учитывать тот факт, что корректное их описание не может быть достигнуто с помощью решения линейных упругих задач. Кроме того большинство геомеханических процессов нелинейны по своей природе и не могут быть решены чисто в статической постановке. Причинами нелинейного поведения являются: физи-ческая нелинейность геоматериалов, под которой понимается не-пропорциональность свойств между напряжениями и деформа-циями, наличие контактов и трения между элементами модели, различные свойства элементов, а также геометрическая нелиней-ность решаемых задач, обусловленная большими перемещения-ми, соразмеримыми с размерами моделируемых объектов, что не


60

позволяет принимать гипотезу первоначального недеформиро-ванного состояния расчетной схемы в процессе нагружения.

Решение задач с физической и геометрической нелинейно-стями в МКЭ проводится, как правило, итерационными методами Ньютона-Рафсона и Ньютона-Канторовича. При этом матрица жесткости уточняется на каждой итерации с помощью секущей линеаризации. Решение сводится к последовательному прибли-жению к искомой функции, а процесс вычислений заканчивается после достижения заданной точности решения.

Современные специализированные программные продукты содержат в своих модулях набор деформационных моделей, по-зволяющих исследовать поведение материалов, подчиняющихся различным физическим законам (гиперупругость, вязкоупру-гость, кинематическое упрочнение, изотропное упрочнение, пол-зучесть и др.). Применительно к задачам геомеханики для моде-лирования поведения грунтов, горных пород и бетона вызывает интерес упругопластическая модель использующая уравнение со-стояния Мора-Кулона или Друкера-Прагера (построенная на при-ближении к закону Мора-Кулона в виде конической поверхно-сти), применение которой позволяет получить более точное при-ближение к реальным результатам [8].

При решении задач о напряженно-деформированном со-стоянии горных пород вблизи различных горнотехнических объ-ектов в основном применяют принцип суперпозиции сил, моде-лируя некоторый объем породного массива, на границах которого прикладывают распределенную нагрузку, соответствующую на-пряжениям, эквивалентным весу отброшенной толщи пород, ре-шая при этом статическую задачу. Выводы о возникновении, размерах и конфигурации зон неупругих деформаций, зон разру-шения делают на основании анализа полученных в модели на-пряжений, при принятии определенной теории прочности (для разрушения) или критериальных уравнений полученных в ре-зультате аналитического решения стандартных задач (для ЗНД).

Такой подход является не совсем корректным по двум при-чинам. Во-первых, схема модели не соответствует реальной схе-ме нагружения, поскольку при моделировании на границу моде-ли, уже содержащую определенный горнотехнический объект, прикладывается давление, в то время как согласно общеприня-тым в геомеханике представлениям горные породы находятся в


61

условиях естественного сжатия (по разным мнениям геостатиче-ского или неравнокомпонентного), и деформирование контура выработок вызывается разгрузкой пород, вызванной образовани-ем полости. Кроме того, при моделировании по описанному пути напряженное состояние в модели не соответствует деформиро-ванному состоянию, поскольку максимум смещений находится на границе модели в месте приложения нагрузки, в то время как в реальности деформации затухают от контура выработки вглубь массива. Такое допущение не позволяет проводить анализ с точ-ки зрения деформаций массива, сравнивать полученные резуль-таты с результатами натурных наблюдений и инструментальных замеров.

Во-вторых, реальное нагружение является процессом, про-текающим во времени, поэтому решение имитационной задачи должно проводиться путем разбиения пути нагружения на малые интервалы и суммированием найденных на каждом шаге реше-ний, так как известно, что поведение геоматериалов зависит от пути (истории нагружения). Таким образом, если временной фак-тор явно не используется, необходимо проводить дискретизацию задачи задавая нагрузку функцией времени, что позволяет упро-стить решение до ряда последовательно решаемых статических задач.

Учитывая вышесказанное, для оценки изложенных сообра-жений с практической стороны представляет интерес проведение сравнительного анализа двух вариантов проведения расчета с по-мощью МКЭ – традиционного и предлагаемого.

Изложение материала и результаты. В качестве примера рассмотрим задачу о напряженно деформированном состоянии породного массива вмещающего протяженную горную выработ-ку арочного сечения после ее проведения.

Моделирование проводилось в программном комплексе An-sys Inc. в масштабе 1:1. Геометрические размеры моделируемой области и сетка конечных элементов в двух вариантах расчетов были приняты одинаковыми. Моделировалась выработка, прове-денная на глубине 1000 м в алевролите. Исходные данные для моделирования (табл. 1) были взяты из кадастра физических свойств горных пород [9] для условий Донецко-Макеевского уг-леносного района.


62

Таблица 1. Исходные данные для численного моделирования

№ п/п

Объемная масса ,

кгс/м3

Модуль упругости

Е, МПа

Коэффици-ент

Пуассона,

Угол внут-реннего тре-ния , град

Сцепление С, МПа

1 2500 2500 0,3 35 0,95

В первом случае решалась статическая упругая задача. На контур расчетной области содержащей выработку прикладыва-лась нагрузка соответствующая глубине работ.

Во втором случае моделирование проводилось пошагово. Сначала производили нагружение модели, которая имитировала массив без горной выработки. Таким образом, моделировалось естественное напряженное состояние горных пород. Полученное напряженно-деформированное состояние в модели запоминалось и принималось в качестве исходного состояния для второго шага, на котором в массиве выполняли полость, имитирующую горную выработку. При этом расчет выполнялся без выхода из модуля решения. Результаты проведения расчета приведены на рисунках 1-3.

На рис. 1 приведены картины распределения суммарных смещений в моделях в первом и втором варианте расчета соот-ветственно.

На рис. 2 приведены картины распределения вертикальных напряжений, на рис. 3 – напряжений по энергетической теории прочности возникающих в моделях в первом и втором варианте расчета соответственно.

а б

Рис. 1. Картины распределения суммарных смещений в моделях в первом (а) и втором (б) варианте расчета


63

а б Рис. 2. Картины распределения вертикальных напряжений возникающих в

моделях в первом (а) и втором (б) варианте расчета

а б Рис. 3. Картины распределения напряжений по энергетической теории

прочности возникающих в моделях в первом (а) и втором (б) варианте расчета

Анализ представленных рисунков показывает, что смеще-

ния в модели (рис. 1), рассчитанной по первому (традиционному) варианту имеет максимум на верхней границе модели и не отра-жает реальной картины распределения смещений в массиве.

Смещения во втором варианте (предлагаемом) имеют максимум на контуре выработки, отчетливо видно зону влияния выработки в кровле и почве, по величине смещений можно получить пред-ставления о размерах зон упругих и неупругих деформаций. Та-ким образом, предлагаемый способ расчета более корректен, ин-формативен и более полно отражает природу процесса сдвиже-


64

ний. Картины распределения напряжений вокруг выработки ви-зуально похожи, однако возникающие в модели напряжения су-щественно отличаются. Максимальные напряжения возникают в боках выработки, минимальные в кровле по центральной оси. Так минимальные вертикальные напряжения по первому варианту -65,7 МПа, по второму -73,7 МПа, отличаются на 12%, макси-мальные вертикальные напряжения по первому варианту - 7321 Па, по второму 6,43 МПа, отличаются на несколько поряд-ков, причем по первому варианту возникающие напряжения имеют знак «минус», то есть они сжимающие, а во втором случае знак «плюс». То есть, во втором варианте в боках выработки воз-никают сжимающие напряжения, в кровле - растягивающие на-пряжения, что более полно отражает действительную картину вокруг горной выработки. Напряжения, рассчитанные по энерге-тической теории прочности, также отличаются. Максимальные и минимальные напряжения по первому и второму варианту расче-та составляют 51,4 МПа, 5,29 МПа и 59,0 МПа, 2,05 МПа соот-ветственно. То есть максимальные напряжения отличаются на 14,7%, а минимальные на 258%. Причем максимальные напряже-ния по первому варианту расчета ниже, а минимальные выше, чем по второму варианту. Так как напряжения по энергетической теории прочности могут быть критерием разрушения горных по-род, разница в 14,7% является достаточно существенной, и может создавать серьезную погрешность. Поскольку расчет по второму варианту более отражает физическую сущность геомеханических процессов на контуре выработки, его результаты являются, на наш взгляд более корректными.

Выводы и направления дальнейших исследований. Та-ким образом, проведенное сравнение позволяет сделать следую-щие выводы. При выполнении расчета по предлагаемому вариан-ту смещения имеют максимум на контуре выработки, отчетливо видно зону влияния выработки в кровле и почве, можно получить представления о размерах зон упругих и неупругих деформаций. Возникающие в моделях напряжения существенно отличаются по абсолютной величине, а вертикальные напряжения даже по зна-ку. Напряжения, рассчитанные по энергетической теории проч-


65

ности, которые могут быть приняты в качестве критерия разру-шения горных пород, в предлагаемом варианте расчета на 14,7% выше, чем в традиционном. Таким образом, предлагаемый способ расчета более корректен, информативен и более полно отражает природу геомеханических процессов вокруг горной выработки. Это позволяет сделать вывод о целесообразности его применения при моделировании задач горной практики.

Список литературы 1. Курант Р. Методы математической физики / Р. Курант,

Д. Гильберт. – М.-Л.: Гостехтеориздат, 1951. – Т.1. – 525 с. 2. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике / О. Зенкевич. –

М.: Мир, 1975. – 539 с. 3. Зенкевич О. Конечные элементы и аппроксимация / О. Зенкевич,

К. Морган. – М.: Мир, 1986. – 318 с. 4. Зенкевич О. Метод конечных элементов в теории сооружений и

механике сплошных сред / О. Зенкевич, И. Чанг. – М.: Недра, 1974. – 368 с. 5. Амусин Б.З. Метод конечных элементов при решении задач гео-

механики / Б.З. Амусин, А.Б. Фадеев. – М.: Недра, 1975. – 144 с. 6. Ержанов Ж.С. Метод конечных элементов в задачах механики

горных пород / Ж.С. Ержанов, Т.Д. Каримбаев. – Алма-Ата: Наука, 1975. – 237 с.

7. Фадеев А.Б. Метод конечных элементов в геомеханике / А.Б. Фа-деев. – М.: Недра, 1987. – 221 с.

8. Касьян Н.Н. Моделирование структурно-неоднородных массивов горных пород с применением метода конечных элементов / Н.Н. Касьян, И.Г. Сахно, С.Г. Негрей / Науковий вісник національного гірничого університету. – 2008. – №5. – С. 49-52.

9. Мельников Н.В. Справочник (кадастр) физических свойств горных пород / Н.В. Мельников, В.В. Ржевский, М.М. Протодьяконов. – М.: Не-дра, 1975. – 279 с.

Стаття надійшла до редакції 15.09.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук В.В. Назимко

І.Г. Сахно Донецький національний технічний університет ЧИСЕЛЬНЕ МОДЕЛЮВАННЯ ГЕОМЕХАНІЧНИХ ПРОЦЕСІВ З ВРАХУВАН-НЯМ ЇХ НЕЛІНІЙНОСТІ

Одним з основних методів досліджень в гірничій геомеханіці є мате-матичне моделювання. Інтенсивний розвиток комп'ютерних технологій


66

останнім часом сприяв розвитку чисельних методів моделювання та їх пе-ревазі над аналітичними. У статті на основі критичного аналізу існуючих методів чисельного математичного моделювання визначена перспектив-ність методу скінчених елементів для моделювання геомеханічних проце-сів. Цей метод широко апробований при розрахунках конструкцій в різних інженерних задачах. Проте просте перенесення досвіду імітаційного моде-лювання в область геомеханічних розрахунків не завжди коректно. Основ-ною особливістю завдань гірничої геомеханіки є їх нелінійність, що ускла-днює процедуру розрахунку і висуває додаткові вимоги для забезпечення задовільної збіжності результатів. Запропонований варіант побудови і роз-рахунку моделей, що дозволяє підвищити інформативність результатів і більш повно відобразити природу геомеханічних процесів довкола гірни-чої виробки. При цьому запропоновано використовувати пружно-пластичну модель матеріалу Друкера-Прагера і враховувати геометричну нелінійність задачі, а також проводити покрокове вирішення з підсумову-ванням результатів по попередніх кроках. Проведено порівняння тради-ційного і пропонованого варіантів проведення імітаційного моделювання. При виконанні розрахунку за пропонованим варіантом зсуви мають мак-симум на контурі виробки, видно зону впливу виробки в покрівлі і грунті. Можна отримати уявлення про розміри зон пружних і непружних дефор-мацій. Напруження, що виникають в моделях, відрізняються за абсолют-ною величиною, а вертикальні напруження навіть за знаком. Напруження, розраховані за енергетичною теорією міцності, які можуть бути прийняті як критерій руйнування гірських порід, в пропонованому варіанті розраху-нку на 14,7% вище, ніж в традиційному. Таким чином, пропонований спо-сіб розрахунку більш коректний, інформативний і повніше відображає природу геомеханічних процесів довкола гірничої виробки. Це дозволяє зробити висновок про доцільність його використання при моделюванні за-дач гірничої практики.

Ключові слова: математичне моделювання, напруження, деформа-ції, метод скінчених елементів.

I.G. Sakhno Donetsk National Technical University NUMERICAL MODELING OF GEOMECHANICAL PROCESSES TAKING INTO ACCOUNT THEIR NONLINEARITY

Modeling is one of the basic research methods in mining geomechanics. Great advances in computer technologies stimulate the development of numeri-cal modeling methods, which have become prevailing over analytical ones. The analysis of existing numerical modeling methods has allowed us to define the


67

prospects of using the finite element method in geomechanical processes model-ing. This method is widely tested in structural calculations for various engineer-ing purposes. However, the use of simulation modeling experience in the field of geomechanical calculations is not always correct because the basic feature of mining geomechanics problems is their nonlinearity, which complicates calcula-tion procedures and puts forward additional requirements as for providing suffi-cient agreement of the results. The paper provides a new method of constructing and calculating models, which increases the results informativity and completely reflects the nature of geomechanical processes around a mining excavation. In this case we suggest using the plasto-elastic model of Druker-Prager and taking into account geometric nonlinearity of a problem. It is important to carry out step-by-step solution summing up the results of previous steps. We compared the suggested method of simulation modeling with the traditional one. If the cal-culation is performed according to the suggested method the displacements have their maximum on the excavation contour; in the roof and the floor we can see the zone affected by the excavation. We can define the sizes of the zones of elas-tic and inelastic deformations. The stresses in models differ by their absolute values, and vertical stresses even differ by their sign. The stresses calculated ac-cording to the energetical strength theory can serve as a criterion of rock mass destruction. In the suggested calculation method these stresses are by 14,7% higher if compared to the traditional one. Thus, the suggested calculation method is more correct, informative and completely reflects the nature of ge-omechanical processes around a mining excavation. It leads to the conclusion about the expediency of this method in mining problems modeling. Keywords: mathematical modeling, stress, deformation, finite element method.


68

УДК 622.016.001.891.55 Р.Н. Терещук (канд. техн. наук, доц.),

А.Е. Григорьев (канд. техн. наук, доц.) Национальный горный университет, г. Днепропетровск

[email protected] ОБСЛЕДОВАНИЕ СОСТОЯНИЯ ГОРНЫХ ВЫРАБОТОК

НА ШАХТАХ ШАХТОУПРАВЛЕНИЯ «ДОБРОПОЛЬСКОЕ» ООО «ДТЭК ДОБРОПОЛЬЕУГОЛЬ»

Целью работы является обследование состояния горных выработок шахт шахтоуправления «Добропольское» ООО «ДТЭК Добропольеуголь» и изучение факторов, влияющих на устойчивость выработок.

Приведена методика проведения шахтных исследований. Выбраны объекты исследований (наклонные и подготовительные выработки). При-ведены результаты натурных обследований состояния горных выработок шахт шахтоуправления «Добропольское» ООО «ДТЭК Добропольеуголь». Выявлены основные виды деформаций приконтурного массива и крепи. Получены зависимости изменения параметров выработки по их длине. Выполнен анализ полученных зависимостей. Определены основные фак-торы, влияющие на устойчивость выработок. Намечены основные направ-ления исследований для решения технических вопросов улучшения работы шахт, связанных с проведением, креплением и поддержанием горных вы-работок.

Ключевые слова: горная выработка, шахтные исследования, крепь, устойчивость выработки.

Введение. Стабилизация работы угольной отрасли Украины и достижение намеченных рубежей по объему добычи и сниже-нию себестоимости угля невозможны без концентрации горных работ. Важными факторами, определяющими состояние угольной промышленности страны и перспективы ее дальнейшего разви-тия, являются вопросы обеспечения эксплуатационного состоя-ния горных выработок в течение всего срока их целевого исполь-зования. Нарушение эксплуатационного состояния выработок приводит к потере производственной мощности предприятий, то есть снижает реальную добычу полезного ископаемого и увели-чивает его себестоимость.

Проблема обеспечения устойчивости горных выработок приобретает особенно большое значение с увеличением глубины

© Терещук Р.Н. , Григорьев А.Е., 2012


69

разработки, так как при этом повышается величина горного дав-ления, что обуславливает значительные деформации крепи гор-ных выработок [1, 2].

Для обеспечения эксплуатационного состояния горных вы-работок приходится вести ремонтные работы, заключающиеся в полном перекреплении отдельных участков или всей выработки, замене деформированных элементов крепи, применении времен-ной усиливающей крепи, увеличении плотности установки рам и замене межрамных ограждений крепи, подрывке вспученных по-род почвы и др.

Решение вопросов о рациональном креплении, поддержании и охране капитальных и подготовительных выработок должно основываться на результатах натурных исследований. В работах [3, 4] выполнен большой объем шахтных исследований, однако с увеличением глубины горные работы и изменением горно-геологических и горнотехнических условий требуют постоянного мониторинга состояния горных выработок.

Целью работы является обследование состояния горных выработок шахт шахтоуправления «Добропольское» ООО «ДТЭК Добропольеуголь» и изучение факторов, влияющих на устойчивость выработок.

Основной материал исследований. Обследование вырабо-ток предполагает:

визуальные наблюдения за деформациями горных по-род и элементов крепи;

осуществление измерений, не требующих специально-го приборного оснащения;

выполнение зарисовок; фотографирование. Непосредственно обследованию предшествует сбор инфор-

мации о выработке: 1. Наименование выработки; 2. Длина выработки, площадь сечения; 3. Глубина расположения выработки (для наклонных –

устье…забой);


70

4. Крепь по паспорту (типоразмер; вид крепи; шаг уста-новки; вид затяжки);

5. Выкопировка из плана горных работ с местоположени-ем выработки.

Непосредственно в выработке выполняется попикетное об-следование, которое включает следующие пункты.

1. Общее состояние выработки на пикете. a. Общая качественная оценка состояния выработки в

пикете; b. Общее количество рам на пикет / количество деформи-

рованных рам на пикет. К рамам в неудовлетворительном состоянии относились те,

где отслеживались следующие дефекты: – значительные деформации верхняка; – деформации стоек, сведение стоек внутрь выработки; – деформации или разрыв замков, срыв гаек на замках; – значительные деформации затяжек; – разрушение затяжек; – просадка верхняка в замках свыше паспортного значения; – разрывы тела верхняков и стоек. 2. Проявления горного давления на пикете. a. Наиболее характерные смещения, их величина (верти-

кальная и горизонтальная конвергенция) – при визуально наблю-даемых проявлениях, нарушенной крепи;

b. Наличие, характер и величина пучения пород почвы; c. Наличие, количество и величина подрывок, когда про-

водились до момента обследования; d. Наличие и количество перекреплений, чем перекреп-

лялось, когда проводились до момента обследования; e. Характерное поведение пород в обнажениях (распада-

ется на блоки (размер), системы трещин, осыпания, обрушения, опускания и т.п.).

3. Состояние рамной крепи. a. Состояние элементов рам (верхняки, стойки), харак-

терные виды деформаций, степень просадки в замках; b. Наличие нужного количества замков, их состояние;


71

c. Качество установки рам – контакт с породным конту-ром; расклинка; забутовка; наличие расстрелов;

d. Наличие и величина пустот (зазоров) между рамой и породным контуром;

e. Состояние и характер деформирования затяжек. В качестве объектов исследований были выбраны наклон-

ные и подготовительные выработки на шахтах «Белицкая», «Добропольская» и «Алмазная».

На шахте «Белицкая» обследованы три выработки: грузо-людской ходок бремсберга №1 пласта m4

0, вентиляционный и конвейерный штреки северной коренной лавы пласта m4

0 гори-зонта 250 м. Отработка яруса осуществляется прямым ходом. Способ и средства проведения выработок: ходок – буровзрывной, вентиляционный и конвейерный штреки – комбайновый (КСП-32). Тип крепи выработок: ходок – АП-3/11,2, конвейерный штрек – АП-3/13,8 + один сталеполимерный анкер длиной 2,4 м, вентиляционный штрек – АП-3/11,2. Схема поддержания вырабо-ток: конвейерный штрек – 2 ряда органной крепи, полоса из дере-вобетонных блоков (В=1,0 м), вентиляционный штрек – бутовая полоса (B=10-12 м). Конвейерный штрек проходится с опереже-нием от очистной выработки не менее 40 м, вентиляционный штрек проходится за очистным забоем.

Основные виды деформаций пород и крепи в ходке: прогиб планок в замках, волнообразная установка стоек крепи (2-3 волны на пикет), частичное отсутствие межрамных стяжек; в вентиля-ционном штреке: прогиб планок в замках, частичное отсутствие межрамных стяжек, проворачивание стоек крепи вокруг своей оси; в конвейерном штреке: большой водоприток, частичное от-сутствие межрамных стяжек, разрывы хомутов в замках, разрыв стоек на уровне замков, разлом затяжки в кровле, в районе лавы уменьшение сечения, впереди лавы на расстоянии 10 пикетов ви-димые нарушения отсутствуют. Во всех выработках имеет место либо отсутствие забутовки закрепного пространства, либо нека-чественное ее выполнение.

Результаты замеров (на пикетах «ПК») высоты, ширины и показателя устойчивости выработок приведены на рис. 1-24. По-


72

казатель устойчивости выработки определялся в соответствии с методикой, приведенной в работе [3].

Грузо-людской ходок находиться в бремсберговом поле. Анализ рис. 1-3 показывает, что с уменьшением глубины разра-ботки высота ходка увеличивается с 2,4 м до 2,8 м и описывается линейной зависимостью y = 0,0264x + 2,4318, ширина ходка уве-личивается с 4,2 м до 4,4 м и описывается линейной зависимо-стью y = 0,0164x + 4,1867, показатель устойчивости ходка увели-чивается с 0,7 до 0,77 и описывается линейной зависимостью y = 0,0069x + 0,691. Уменьшение высоты выработки от проектной в среднем составляет 0,53 м. Колебания высоты и ширины ходка связаны с незначительными нарушениями технологии крепления выработки при ее проведении и неудовлетворительным состоя-нием сопряжений выработок.

y = 0,0264x + 2,4318

1,5

2

2,5

3

3,5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14ПК

Н выр , м

Рис. 1. Изменение высоты грузо-людского ходка бремсберга №1 пласта m4

0 горизонта 250 м по длине выработки

y = 0,0164x + 4,1867

3,8

4

4,2

4,4

4,6

4,8

5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14ПК

В выр , м

Рис. 2. Изменение ширины грузо-людского ходка бремсберга №1 пласта

m40 горизонта 250 м по длине выработки


73

Анализ рис. 4-6 показывает, что с приближением к забою вы-сота вентиляционного штрека увеличивается с 2,7 м до 2,9 м и опи-сывается линейной зависимостью y = 0,0165x + 2,6989, ширина –увеличивается с 3,9 м до 4,3 м и описывается линейной зависи-мостью y = 0,0347x + 3,908, показатель устойчивости – увеличи-вается с 0,76 до 0,78 и описывается линейной зависимостью y = 0,0025x + 0,754. Уменьшение высоты выработки от проектной в среднем составляет 0,33 м. Улучшение состояния выработки с приближением к забою связано с тем, что выработка эксплуати-руется меньший срок. Ухудшение показателей выработки в рай-оне шестого пикета вызвано первой посадкой основной кровли.

y = 0,0069x + 0,691

0,40,450,5

0,550,6

0,650,7

0,750,8

0,850,9

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14ПК

ω

Рис. 3. Изменение показателя устойчивости грузо-людского ходка

бремсберга №1 пласта m40 горизонта 250 м по длине выработки

y = 0,0165x + 2,6989

1,5

2

2,5

3

3,5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11ПК

Н выр , м

Рис. 4. Изменение высоты вентиляционного штрека северной коренной ла-

вы пласта m40 горизонта 250 м по длине выработки


74

y = 0,0347x + 3,908

3,8

4

4,2

4,4

4,6

4,8

5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11ПК

В выр , м

Рис. 5. Изменение ширины вентиляционного штрека северной коренной

лавы пласта m40 горизонта 250 м по длине выработки

y = 0,0025x + 0,754

0,40,450,5

0,550,6

0,650,7

0,750,8

0,850,9

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11ПК

ω

Рис. 6. Изменение показателя устойчивости вентиляционного штрека се-

верной коренной лавы пласта m40 горизонта 250 м по длине выработки

y = 0,0079x + 2,7608

1,5

2

2,5

3

3,5

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

Н выр , м

Рис. 7. Изменение высоты конвейерного штрека северной коренной лавы

пласта m40 горизонта 250 м по длине выработки


75

Анализ рис. 7-9 показывает, что с приближением к забою высота конвейерного штрека увеличивается с 2,75 м до 2,9 м и описывается линейной зависимостью y = 0,0079x + 2,7608, шири-на увеличивается с 4,15 м до 4,6 м и описывается линейной зави-симостью y = 0,0229x + 4,1491, показатель устойчивости увели-чивается с 0,57 до 0,61 и описывается линейной зависимостью y = 0,002x + 0,5715. Уменьшение высоты выработки от проектной в среднем составляет 0,64 м. Состояние выработки имеет два ярко выраженных участка: до сопряжения с очистным забоем показа-тель устойчивости снижается, после – увеличивается. Улучшение состояния выработки впереди лавы связано с тем, что выработка эксплуатируется меньший срок и отсутствует влияние посадок основной кровли.

y = 0,0229x + 4,1491

3,8

4

4,2

4,4

4,6

4,8

5

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

В выр , м

Рис. 8. Изменение ширины конвейерного штрека северной коренной лавы

пласта m40 горизонта 250 м по длине выработки

y = 0,002x + 0,5715

0,40,450,5

0,550,6

0,650,7

0,750,8

0,850,9

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

ω

очистной забой

Рис. 9. Изменение показателя устойчивости конвейерного штрека северной

коренной лавы пласта m40 горизонта 250 м по длине выработки


76

На шахте «Добропольская» обследованы три выработки: гру-зовой ходок уклона пласта m5

1в горизонта 450 м, 8 южный венти-ляционный и 8 южный конвейерный штреки уклона пласта m5

1в горизонта 450 м. Отработка столба будет осуществляться обрат-ным ходом. Способ и средства проведения выработок: комбайно-вый (ГПКС). Тип крепи выработок: грузовой ходок – АП-3/13,8 + сталеполимерные анкера длиной 2,4 м, 8 конвейерный штрек – АП-3/13,8 + сталеполимерные анкера длиной 2,4 м, 8 вентиляци-онный штрек – АП-3/13,8.

Основные виды деформаций пород и крепи в ходке: прогиб планок в замках, частичное отсутствие межрамных стяжек, пуче-ние пород почвы, значительное уменьшение ширины выработки в зоне влияния отработанных лав, сечение ходка, примерно, на 30% больше там, где установлены дополнительно анкера; в вентиля-ционном штреке: прогиб планок в замках, частичное отсутствие межрамных стяжек, пучение пород почвы, большой водоприток; в конвейерном штреке: частичное отсутствие межрамных стяжек, частичное отсутствие затяжки в боках выработки. Во всех выра-ботках имеет место либо отсутствие забутовки закрепного про-странства, либо некачественное ее выполнение.

Все обследуемые выработки находились вне зоны влияния очистных работ. Анализ рис. 10-12 показывает, что с увеличением

y = 0,0314x + 2,5018

1,5

2

2,5

3

3,5

80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98ПК

Н выр , м

Рис. 10. Изменение высоты грузового ходка уклона пласта m5

1в горизонта 450 м по длине выработки


77

глубины разработки высота ходка увеличивается с 2,5 м до 3,1 м и описывается линейной зависимостью y = 0,0314x + 2,5018, ши-рина ходка увеличивается с 4,1 м до 4,3 м и описывается линей-ной зависимостью y = 0,0162x + 3,9968, показатель устойчивости ходка увеличивается с 0,71 до 0,95 и описывается линейной зави-симостью y = 0,0127x + 0,7056. Уменьшение высоты выработки от проектной в среднем составляет 0,64 м. Улучшение состояния ходка с увеличением глубины связано с тем, что для крепления выработки, начиная с 84 пикета, применялась рамно-анкерная крепь. Колебания высоты и ширины ходка связаны с незначи-тельными нарушениями технологии крепления выработки при ее проведении и неудовлетворительным состоянием сопряжений выработок.

y = 0,0162x + 3,9968

3,8

4

4,2

4,4

4,6

4,8

5

80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98ПК

В выр , м

Рис. 11. Изменение ширины грузового ходка уклона пласта m5

1в горизонта 450 м по длине выработки

Анализ рис. 13-15 показывает, что высота, ширина и показа-тель устойчивости конвейерного штрека практически не изменя-ются и описываются линейными зависимостями y = -0,0026x + 3,15, y = -0,0009x + 4,5346 и y = -0,0003x + 0,925 соответственно. Уменьшение высоты выработки от проектной в среднем состав-ляет 0,24 м.


78

y = 0,0127x + 0,7056

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98ПК

ω

Рис. 12. Изменение показателя устойчивости грузового ходка уклона пла-

ста m51в горизонта 450 м по длине выработки

y = -0,0026x + 3,15

1,5

2

2,5

3

3,5

1 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60ПК

Н выр , м

Рис. 13. Изменение высоты 8 южного конвейерного штрека уклона пласта

m51в горизонта 450 м по длине выработки

y = -0,0009x + 4,5346

3,8

4

4,2

4,4

4,6

4,8

5

1 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60ПК

В выр , м

Рис. 14. Изменение ширины 8 южного конвейерного штрека уклона пласта

m51в горизонта 450 м по длине выработки


79

y = -0,0003x + 0,925

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

1 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60ПК

ω

Рис. 15. Изменение показателя устойчивости 8 южного конвейерного

штрека уклона пласта m51в горизонта 450 м по длине выработки

y = -0,0125x + 2,4011

1,5

2

2,5

3

3,5

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55ПК

Н выр , м

Рис. 16. Изменение высоты 8 южного вентиляционного штрека уклона

пласта m51в горизонта 450 м по длине выработки

y = -0,0076x + 4,2576

3,8

4

4,2

4,4

4,6

4,8

5

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55ПК

В выр , м

Рис. 17. Изменение ширины 8 южного вентиляционного штрека уклона

пласта m51в горизонта 450 м по длине выработки


80

y = -0,0077x + 0,7373

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55ПК

ω

Рис. 18. Изменение показателя устойчивости 8 южного вентиляционного

штрека уклона пласта m51в горизонта 450 м по длине выработки

Анализ рис. 16-18 показывает, что высота, ширина и показа-тель устойчивости вентиляционного штрека незначительно уменьшаются с 2,4 м до 2,3 м, с 4,1 м до 3,9 м, с 0,72 до 0,65 и описываются линейными зависимостями y = -0,0125x + 2,4011, y = -0,0076x + 4,2576 и y = -0,0077x + 0,7373 соответственно. Уменьшение высоты выработки от проектной в среднем состав-ляет 1,04 м, что связано с влиянием вышележащей лавы.

На шахте «Алмазная» обследованы две выработки: север-ный ходок южного панельного уклона (ЮПУ) пласта l3 горизонта 550 м и 1 южный конвейерный штрек пласта l2

1 горизонта 550 м ЮПУ. Способ и средства проведения выработок: комбайновый (КСП-32). Тип крепи выработок: АП-3/13,8.

Основные виды деформаций пород и крепи в ходке: прогиб планок в замках, разрывы хомутов в замках, частичное отсутст-вие межрамных стяжек, пучение пород почвы, частично разру-шена затяжка, коррозия металлических арок крепи, местами су-жение выработки с потерей сечения до 30-40%; в конвейерном штреке: прогиб планок в замках, частичное отсутствие межрам-ных стяжек, пучение пород почвы, наползание затяжки друг на друга, частично разрушена затяжка, большой водоприток. Во всех выработках имеет место либо отсутствие забутовки закреп-ного пространства, либо некачественное ее выполнение.

Анализ рис. 19-21 показывает, что с увеличением глубины разработки высота ходка уменьшается с 2,6 м до 2,2 м и описыва-


81

ется линейной зависимостью y = -0,0191x + 2,5807, ширина ходка уменьшается с 4,15 м до 3,9 м и описывается линейной зависимо-стью y = -0,013x + 4,1473, показатель устойчивости ходка умень-шается с 0,71 до 0,59 и описывается линейной зависимостью y = -0,0062x + 0,7149. Уменьшение высоты выработки от проектной в среднем составляет 1,04 м. Колебания высоты и ширины ходка связаны с незначительными нарушениями технологии крепления выработки при ее проведении, неудовлетворительным состояни-ем сопряжений выработок и влиянием отрабатываемых лав.

y = -0,0191x + 2,5807

1,5

2

2,5

3

3,5

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 94ПК

Н выр , м

Рис. 19. Изменение высоты северного ходка южного панельного уклона

пласта l3 горизонта 550 м по длине выработки

y = -0,013x + 4,1473

3,23,43,63,8

44,24,44,64,8

5

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 94ПК

В выр , м

Рис. 20. Изменение ширины северного ходка южного панельного уклона

пласта l3 горизонта 550 м по длине выработки


82

y = -0,0062x + 0,7149

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 94ПК

ω

Рис. 21. Изменение показателя устойчивости северного ходка южного па-

нельного уклона пласта l3 горизонта 550 м по длине выработки

y = 0,0203x + 2,45

1,5

2

2,5

3

3,5

1 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60ПК

Н выр , м

Рис. 22. Изменение высоты 1 южного конвейерного штрека пласта l2

1 гори-зонта 550 м южного панельного уклона по длине выработки

y = 0,0137x + 4,1731

3,23,43,63,8

44,24,44,64,8

5

1 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60ПК

В выр , м

Рис. 23. Изменение ширины 1 южного конвейерного штрека пласта l2

1 го-ризонта 550 м южного панельного уклона по длине выработки


83

y = -0,0044x + 0,5885

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

1 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60ПК

ω

Рис. 24. Изменение показателя устойчивости 1 южного конвейерного

штрека пласта l21 горизонта 550 м южного панельного уклона

по длине выработки

Анализ рис. 22-24 показывает, что высота и ширина конвей-ерного штрека незначительно увеличиваются и описываются ли-нейными зависимостями y = 0,0203x + 2,45 и y = 0,0137x + 4,1731 соответственно, а показатель устойчивости уменьшается и опи-сывается линейной зависимостью y = -0,0044x + 0,5885. Умень-шение высоты выработки от проектной в среднем составляет 0,84 м. Резкое ухудшение состояния выработки в районе 20 пике-та связано с геологическим нарушением.

Выводы. Общие характерные для шахт шахтоуправления «Добропольское» ООО «ДТЭК Добропольеуголь» факторы, влияющие на устойчивость горных выработок: повышенное гор-ное давление, повышенные водопритоки, низкая культура выпол-нения горнопроходческих работ, частичное несоответствие крепи данным горно-геологическим условиям.

Таким образом, для повышения устойчивости выработок различного назначения в условиях шахт шахтоуправления «Доб-ропольское», снижения эксплуатационных затрат на ремонты и перекрепление горных выработок, подрывку почвы, вскрытия ре-зервов угледобычи необходимо провести исследования в сле-дующих направлениях:

– постоянный мониторинг (визуальные и инструментальные наблюдения) за состоянием горных выработок;


84

– усовершенствование способов управления горным давле-нием;

– усовершенствование способов проведения и крепления, с применением различных ресурсосберегающих видов крепи;

– разработка и внедрение новых способов охраны и под-держания подготовительных выработок для повторного их ис-пользования;

– усовершенствование способов прогноза интенсивности проявления пучения пород почвы в выработках и разработка эф-фективных мер борьбы с этим явлением.

Список литературы 1. Глушко В.Т. Разрушение горных пород и прогнозирование прояв-

лений горного давления / В.Т. Глушко, В.В. Виноградов. – М.: Недра, 1980. – 214 с.

2. Заславский Ю.З. Исследование проявлений горного давления в ка-питальных выработках глубоких шахт Донецкого бассейна / Ю.З. Заслав-ский. – М.: Недра, 1966. – 180 с.

3. Солодянкин А.В. Геомеханические модели в системе геомонито-ринга глубоких угольных шахт и способы обеспечения устойчивости про-тяженных выработок: дисс.… доктора техн. наук: 05.15.04.; 05.15.09 / Александр Викторович Солодянкин. – Днепропетровск, 2009. – 426 с.

4. Новиков А.О. Развитие научных основ управления устойчивостью выработок с использованием анкерных систем: дисс…. доктора техн. наук: 05.15.02 / Александр Олегович Новиков. – Донецк, 2011. – 479 с.

Стаття надійшла до редакції 29.10.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук О.О. Сдвижковою

Р.М. Терещук, О.Є. Григор’єв Національний гірничий університет, м. Дніпропетрівськ ОБСТЕЖЕННЯ СТАНУ ГІРНИЧИХ ВИРОБОК НА ШАХТАХ ШАХТОУПРАВ-ЛІННЯ «ДОБРОПІЛЬСЬКЕ» ВАТ «ДТЕК ДОБРОПІЛЛЯВУГІЛЛЯ»

Метою роботи є обстеження стану гірничих виробок на шахтах шах-тоуправління «Добропільське» ВАТ «ДТЕК Добропіллявугілля» та ви-вчення факторів, які впливають на стійкість виробок.

Наведена методика проведення шахтних досліджень. Обрано об’єкт досліджень (похилі та підготовчі виробки). Наведені результати натурних обстежень стану гірничих виробок на шахтах шахтоуправління «Добро-пільське» ВАТ «ДТЕК Добропіллявугілля». Виявлено основні виді дефор-мацій приконтурного масиву та кріплення. Отримані залежності зміни па-раметрів виробок за їх довжиною. Виконано аналіз отриманих залежнос-


85

тей. Визначено основні фактори, які впливають на стійкість виробок. Ви-значені основні напрямки досліджень для вирішення технічних питань по-кращення роботи шахт, пов’язаних з проведенням, кріпленням та підтрим-кою гірничих виробок.

Ключові слова: гірнича виробка, шахтні дослідження, кріплення, стійкість виробки.

R.N. Tereschuk, A.Ye. Grigoriev National Mining University, Dnipropetrivsk EXAMINING THE STATE OF EXCAVATIONS IN THE MINES OF LTD " DOBRO-POLYEUGOL"

The aim of this work is to examine the state of excavations in the mines of LTD "Dobropolyeugol" and to study the factors affecting the excavations stabil-ity.

The technique of mining research is given. The objects of research (slope and development workings) are selected. The results of the full-scale study of excavations state are provided. The basic types of marginal rock mass deforma-tions and support deformations are considered. The dependences of the change of excavations parameters along their length are obtained.

The analysis of the obtained dependences is made. The main factors af-fecting the stability of excavations are defined. The basic research directions of solving the problems of improving the mines performance (connected with ex-cavations advancing, support and maintenance) are discussed.

Keywords: excavation, mining research, lining, excavation stability.


86

УДК 622.281:622.283 С.В. Борщевский (д-р техн. наук, проф.),

Е.В. Прокопенко (канд. техн. наук), В.В. Глебко (магистр) Донецкий национальный технический университет

М.С. Плешко (д-р техн. наук, проф.) Шахтинский институт ЮРГТУ (НПИ), г.Шахты, Россия

РАСЧЕТ АНКЕРНОЙ КРЕПИ В ПОРОДАХ, СКЛОННЫХ К ПОЛЗУЧЕСТИ ПРИ ПРОХОДКЕ ВЕРТИКАЛЬНЫХ

СТВОЛОВ

В статье рассмотрен алгоритм расчета анкерной крепи в породах, склонных к ползучести. Определены зависимости натяжения анкеров от основных факторов. Выполнена оценка эффективности использования ан-керов с ограниченной податливостью. Определена область применения ан-керной крепи в различных породах.

Основным критерием надежной работы анкерной крепи яв-ляется ее несущая способность, которая определяется пределом прочности анкерного стержня на разрыв или сопротивлением распорного замка скольжению при приложенном усилии. В отли-чие от рамных поддерживающих крепей, для выбора и оценки рациональных конструкций анкерной крепи необходимы соот-ветствующие приборы с обязательными измерениями и контро-лем работоспособности анкерной крепи [1].

Рассмотрим взаимодействие анкерной крепи с породным массивом, проявляющим свойства ползучести, в призабойной зо-не ствола.

Используем теорию линейной наследственной ползучести, предложенной Л.Больцманом и развитой В. Вольтерра.

Ползучесть пород описывается интегральным уравнением Вольтера второго рода

t

dttLEE

t0

0 ,1

(1)

где σ(t), ε(t) – напряжения и деформации в момент времени t; τ – время, предшествующее моменту времени t; L(t - τ) – функция влияния (ядро ползучести). При постоянных напряжениях из уравнения (1) получаем

© Борщевский С.В., Плешко М.С., Прокопенко Е.В., Глебко В.В., 2012


87

.10

0

t

dLE

t

(2)

Академик Ж.С. Ержанов показал, что деформирование гор-ных пород до определенного уровня нагружения соответствует уравнению (1) с ядром типа Абеля

,1

11

0

t

Et (3)

где , α – характеристики ползучести, получаемые эксперимен-тально.

Академик Работнов Ю.Н. показал, что задачу теории линей-ной наследственной ползучести можно формально рассматривать как задачу теории упругости, в которой вместо упругих постоян-ных необходимо использовать временные операторы с ядром ползучести. Тогда уравнение (2) можно представить в виде

,0

Et

(4) где E – временный оператор.

Проф. Линьковым А.М. и д.т.н. Амусиным Б.З. доказано, что в задачах механики подземных сооружений, в которых гра-ничные условия и объемные силы являются независящими от времени, операторные выражения для упругих постоянных мож-но заменить алгебраическими выражениями, соответствующими ядру интегрального уравнения (метод переменных модулей).

На основании изложенного уравнение ползучести (3) при-обретает вид:

,10 ФE

t

(5) где Ф – функция ползучести:

.1

11

tФ (6)

Временные функции для модуля деформации, модуля сдви-га и коэффициента Пуассона имеют вид:

;1 Ф

EEt (7)


88

;

1231

ФGGt (8)

.15,05,0

Фt

(9)

По мере отхода забоя ствола изменение напряженно-деформированного состояния массива описывается выражением

Н * . Коэффициент α*, учитывающий отставание рассматри-ваемой точки от забоя, может быть определен из соотношения

,3,1exp10

0*

rl

uu (10)

где u0 – начальные смещения массива; u∞ - полные смещения массива; l – расстояние рассматриваемой точки до забоя ствола; r0 – радиус ствола вчерне;

Отсюда получим

.3,1exp1~0

0

rlu

uu (11)

Доля приращения общего коэффициента α* на каждый мо-мент времени t, определяющий расстояние l, составит

.~̂~̂1

*ii tutu (12)

Тогда общее значение коэффициента α* можно выразить в виде

.1

** n

(13)

Для определения натяжения анкеров, вызванного переме-щением массива, воспользуемся аналитическим методом расчета крепи, разработанным Д.И. Колиным [1].

Натяжение анкеров равно: ,

1 aa

raa KB

BF

(14)

r – относительные радиальные смещения точек массива при неподкрепленной выработке, соответствующих концам анке-ров;

Ва – характеристика жесткости анкера


89

,lAEВ aa

а (15) Eа – модуль упругости материала анкера; Аа – площадь поперечного сечения анкера; l – длина анкера; Ка – коэффициент взаимного влияния анкеров

,4 ijiia KKK (16) Kii – коэффициент влияния усилий Fa, приложенных к мас-

сиву на концах i-го анкера, на относительные смещения пород на концах данного (i-го анкера);

Kij – коэффициент влияния усилий Fa, приложенных к мас-сиву на концах соседних j-х анкеров, на относительные смещения пород на концах i-го анкера.

Радиальные смещения поверхности ствола будут обуслов-лены движением забоя и ползучестью пород.

В каждый момент времени t, соответствующий определен-ному времени проходческого цикла и положению забоя, относи-тельные смещения составят

'''rnrnrn ; (17)

'ri – доля относительных смещений точек массива, соответ-

ствующих концам анкеров, вызванных удалением забоя от рас-сматриваемого сечения ствола, приходящуюся на каждую заход-ку

trn Gl

lHr21

*

0'

; (18) 'ri – доля относительных смещений точек массива, соответ-

ствующих концам анкеров, вызванных ползучестью пород, за пе-риод равный продолжительности проходческого цикла

,1121 1

*

0''

tntnrn GGl

lHr (19)

где 0/ rll . Коэффициенты влияния в каждые рассматриваемые момен-

ты времени и положения забоя равны

;

121

1415,0

12121

21

2*

**

*

*

2

2

lll

ll

rl

lGK

tntn

tn

stn

tnii

(20)


90

,

1

118

43121

2'

'2

l

llG

Ktn

tn

tn

tnij

(21)

где rs – радиус опорной шайбы; l*=l/lz; lz – длина закрепляемой части анкера; l’=l/aij; аij – расстояние от j-го анкера до рассматриваемого. На основании рассмотренного алгоритма выполнено иссле-

дование взаимодействия анкерной крепи с породным массивом в призабойной зоне при следующих исходных условиях: породный массив представлен аргиллитами: Е=1 - 5103 МПа; ν=0,36, α=0,71; =0,008 с-0,29. Глубина ствола Н=500 - 1000 м; γ=0,02 МН/м3; r0=3,25 - 4,75 м. Продолжительность проходческого цик-ла Tц=24, 30, 36, 42 ч, шаг заходки lз=4,0 м, отставание постоян-ной крепи от забоя – 25 м. Параметры анкерной крепи: l=2,0 м; Аа=2,01; 2,54; 3,14; 3,8; 4,52 см2; Еа=2,1105 МПа; аij=1,0 м; rs=5 см; lz=50 см.

В результате выполнения расчетов определялась величина натяжения анкеров от момента установки до начала возведения постоянной крепи. Таким образом, рассматривались 7 проходче-ских заходок и период времени 7 - 12,25 сут, в зависимости от продолжительности цикла.

На рис. 1 приведена динамика увеличения натяжения анке-ров от первой до седьмой заходки крепи в момент времени окон-чания 30-часового проходческого цикла. Варьируемые параметры составили: Е=5103 МПа; Н=800 м; r0=3,25 м; Аа=4,52 см2.

На рис. 2 - 6 рассмотрены зависимости величины натяжения анкеров после выполнения 7 проходческих циклов с момента ус-тановки рассматриваемого анкера от варьируемых параметров.

Анализ представленных зависимостей показывает, что ос-новными влияющими параметрами, определяющими величину полного натяжения анкера, являются глубина ствола, модуль де-формации пород и площадь поперечного сечения анкера.


91

Рис. 1. Динамика увеличения натяжения анкера по мере подвигания забоя

Зависимость Fa(Н) имеет линейный характер, Fa(Аа) – пара-

болический, зависимость Fa(Е) с высокой степенью точности представляется в виде степенной функции.

Остальные варьируемые параметры не оказывают значи-тельного влияния на величину натяжения анкера, и их влияние имеет не ярко выраженный параболический характер.

100,0125,0150,0175,0200,0225,0250,0275,0300,0

500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000

Н, м

F,кН

Рис. 2. Зависимость полного натяжения анкера от глубины участка

(Е=5103 МПа; r0=3,25 м; Аа=4,52 см2; tц=24 ч).


92

200250300350400450500550600

1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5

E, МПа.103

F, кН

Рис. 3. Зависимость полного натяжения анкера от модуля деформации мас-

сива (Н=800 м; r0=3,25 м; Аа=4,52 см2; tц=24 ч)

150175200225250275300325350

2 2,25 2,5 2,75 3 3,25 3,5 3,75 4 4,25 4,5

А а , см2

F, кН

Рис. 4. Зависимость полного натяжения анкера от площади

поперечного сечения анкера (Е=5103 МПа; Н=800 м; r0=3,25 м; tц=24 ч)

В целом количественный анализ полученных данных пока-

зывает, что в большом диапазоне рассмотренных условий вели-чина натяжения превышает максимальную расчетную нагрузку на принятый тип анкера [2]:

,max уpст mRSP (22)


93

230235240245250255260265270

24 27 30 33 36 39 42

t ц , ч

F, кН

Рис. 5. Зависимость полного натяжения анкера от продолжительности цик-ла

(Е=5103 МПа; Н=800 м; r0=3,25 м; Аа=4,52 см2)

230235240245250255260265270275280

3,25 3,5 3,75 4 4,25

r 0, ч

F, кН

Рис. 6. Зависимость полного натяжения анкера от радиуса ствола вчерне (Е=5103 МПа; Н=800 м; Аа=4,52 см2; tц=24 ч)

где Sст – площадь стержня, м2;


94

Rр – расчетное сопротивление материала стержня растяже-нию, для арматурной стали класса А-I, Rр =210 МПа; для класса А-II – Rр =270 МПа, А-III – Rр =340 МПа; mу – коэффициент условий работы, в сухих скважинах mу=0,9; во влажных mу=0,7 - 0,8. В связи с этим рассмотрим возможность увеличения облас-

ти применения анкерной крепи путем обеспечения ограниченной податливости анкеров.

Для этого определим величину полного натяжения анкеров, обладающих ограниченной радиальной податливостью в преде-лах pa=5 – 30 мм, при следующих значениях варьируемых пара-метров: Е=2,5103 МПа; r0=3,75 м; Аа=2,01 см2; tц=24 ч.

Расчет натяжения анкеров производится по приведенному выше алгоритму, с вступлением в работу анкеров после исчерпа-ния податливости.

Снижение величины натяжения при применении податли-вых анкеров составит Fотн=Fa.р/Fа, где Fa.р – величина натяжения податливого анкера, Fа – величина натяжения жесткого анкера в аналогичных условиях.

На рис. 7 представлена полученная зависимость параметра Fотн от величины податливости анкера.

0

0,10,2

0,3

0,4

0,50,6

0,7

0,8

0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 2,25 2,5 2,75 3

р а , см

F отн

Рис. 7. Зависимость параметра Fотн от величины податливости анкера


95

Анализ полученных результатов показывает, что зависи-мость параметра Fотн от величины податливости анкера имеет параболический характер, и в целом включение податливого эле-мента в конструкцию штанги является эффективным способом по увеличению области применения анкеров.

В то же время необходимо отметить, что в общем случае снижение натяжения анкера уменьшает величину упрочнения армированного массива, поэтому использование податливых кон-струкций анкеров должно обеспечить величину параметра Fa, близкую к максимальной несущей способности.

Так автором была определена максимальная область приме-нения жестких анкеров в трех типах пород (табл. 1), для анкерной крепи с наиболее часто применяемыми на практике параметрами: l=1,8 - 2,2 м; Аа=3,14 см2 (диаметр стержня 20 мм); lz=100 см, тип используемой арматурной стали – АII, AIII. Диаметр ствола в свету составил 6,5 м

Область применения представлена в виде графиков на рис. 8 - 10.

Таблица 1

Реологические характеристики пород № п/п

Наименование пород

Коэффициент Пуассона α , сα-1

1 Аргиллиты 0,36 0,710 0,008 2 Алевролиты 0,34 0,726 0,0094 3 Песчаники 0,31 0,670 0,0021

Из графиков видно, что склонность пород к ползучести в

значительной степени определяет область применения анкеров. Если в песчаниках практически во всем диапазоне горно-геологических условий можно осуществлять крепление жесткими конструкциями анкеров, то в склонных к ползучести аргиллитах и алевролитах в широкой области возникает необходимость ис-пользования податливых конструкций.


96

AII

АIII

350450550650750850950

1050115012501350

5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Е 0, МПа.10-3

Н , м

Рис. 8. Максимальная область применения жестких анкеров в аргиллитах

AII

АIII

400500600700800900

100011001200130014001500

5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Е 0, МПа.10-3

Н , м

Рис. 9. Максимальная область применения жестких анкеров в алевролитах

Окончательное определение необходимой податливости ан-

керов в породах, склонных к ползучести, должно производиться по результатам натурных измерений значений радиальных пере-мещений в забое ствола, предварительный подбор возможен по рассмотренному выше алгоритму.


97

AII

АIII

700800900

100011001200130014001500160017001800

5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9 9.5 10

Е 0, МПа.10-3

Н , м

Рис. 10. Максимальная область применения жестких анкеров в песчаниках

Список литературы 1. Мельников Н.И. Анкерная крепь. – М: Недра, 1980. 2. Н.С. Булычев. Механика подземных сооружений. Учеб. для вузов.

– М.: Недра, 1994.-382 с. 3. Руководство по проектированию подземных горных выработок и

расчету крепи /ВНИМИ, ВНИИОМШС Минуглепрома СССР. М.: Стройиздат. 1983. 272 с.

Стаття надійшла до редакції 11.11.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук Є.І. Кольчиком

С.В. Борщевський, О.В. Прокопенко, В.В. Глєбко Донецький національний технічний університет

М.С. Плешко Шахтинський інститут ЮРГТУ (НПІ), м.Шахти, Росія ДО ПИТАННЯ ЩОДО РОЗРАХУНКУ АНКЕРНОГО КРІПЛЕННЯ У ПОРОДАХ, СХИЛЬНИХ ДО ПОВЗУЧОСТІ ПРИ ПРОХОДЦІ ВЕРТИКАЛЬНИХ СТВОЛІВ

У статті розглянутий алгоритм розрахунку анкерного кріплення в породах, схильних до повзучості. Визначені залежності натягнення анкерів від основних чинників. Виконана оцінка ефективності використання анке-рів з обмеженою податливістю. Визначена область застосування анкерного кріплення в різних породах.

S. Borshchevsky, E. Prokopenko, V. Glebko Donetsk National Technical University

M. Pleshko Shakhty Institute (NPI), Shakhty, Russia


98

CALCULATING ANCHORS IN CREEPY ROCKS IN THE PROCESS OF VERTICAL SHAFTS ADVANCING

The paper considers the algorithm of calculating anchoring in creepy rocks. We estimated the efficiency of using anchors with limited pliability and defined the field of anchor support application in different rocks.


99

УДК 622.831 В.К. Костенко (д-р. техн. наук, проф.), Н.Н. Зинченко (асп.)


В.С. Бригида (асп.) Донецкий научно-исследовательский угольный институт, г. До-

нецк [email protected]

ЗАКОНОМЕРНОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ ОБЛАСТИ РАЗ-ГРУЗКИ, ОБЕСПЕЧИВАЮЩЕЙ СОХРАННОСТЬ УСТЬЕВ

ДЕГАЗАЦИОННЫХ СКВАЖИН В работе раскрыты особенности механизма формирования зоны раз-

грузки при концентричном бурении шпуров для обоснования технологиче-ских параметров способа охраны дегазационных скважин. В качестве ос-новного был использован метод конечных элементов, получивший широ-кое распространение при решении задач геомеханики.

В результате исследования было установлено: 1) для создания облас-ти пониженных напряжений вокруг устья дегазационной скважины наибо-лее рациональны следующие основные параметры бурения: количество шпуров должно быть не менее 7 и не более 12, минимальное расстояние между контурами скважины и шпуров должно приниматься в диапазоне значений от 0,5 до 2,3rс., величина радиуса шпура – от 0,61 до 1rс.; 2) при-менение способа в условиях негидростатического распределения напряжений или при неоптимальном выборе хотя бы одного из параметров бурения не обеспечивает разгрузку дегазационной скважины; 3) найдена аналитическая зависимость величины концентрации эквивалентных напряжений на кон-туре дегазационной скважины от относительной ширины перемычки, ко-торая имеет логарифмический вид: k'σ(A-E)= 0,6182×ln(L) + 1,4819.

Введение. В большинстве нормативных актов, регламенти-рующих применение технологий дегазации на угольных шахтах, вопросы охраны скважин освещены недостаточно и нуждаются в существенной доработке [1-2].

В реальных условиях отработки высокогазоностных уголь-ных пластов на больших глубинах, силы временного опорного давления представляют серьезную угрозу устойчивости дегаза-ционных скважин. Проявление опорного давления в виде активи-зации разного рода деформаций ствола и контура скважины, осо-

© Костенко В.К., Зинченко Н.Н., Бригида В.С., 2012


100

бенно в районе ее устья, могут приводить к заполнению ствола скважины угольной или породной мелочью; образованию сколов по напластованию вследствие смещений по плоскостям межслое-вых контактов различных пород кровли; смятию и срезу обсад-ных колонн в соответствии с векторами смещений породных сло-ев и другим проблемам устойчивости скважин. Увеличение под-сосов воздуха из рудничной атмосферы, приводит к обеднению отводимой смеси и существенно снижает эффективность текущей дегазации, угрожая безопасности ведения очистных работ. В ре-зультате предыдущих исследований было выявлено, что измене-ние напряженно-деформированного состояния (НДС) углепород-ного массива в зоне влияния очистной выемки, полностью выво-дит из строя более 33% всех скважин еще до подхода лавы к их устьям. Сохранившиеся подземные скважины продолжают испы-тывать негативные проявления горного давления и позади лавы, что существенно снижает продуктивность их работы. Большин-ство из них, до 60% от всего времени своей работы, эксплуати-руются при наличии низкой и опасно низкой концентрации (≤ 25%) метановоздушной смеси [3].

В связи с этим, очевидно наличие существенного резерва для повышения эффективности подземной дегазации, при модер-низации существующих способов охраны скважин. В последние годы было опубликовано достаточно статей, в которых указано на наличие деформаций оси и стенок скважин [4-6], но проблема совершенствования способов их охраны, все еще остается недос-таточно изученной.

Концепция охраны дегазационных скважин, в основном предусматривает возведение охранного сооружения позади лавы, в выработанном пространстве [7]. Она не лишена недостатков, главный из которых – невозможность обеспечить защиту от нега-тивного проявления опорного давления впереди лавы. Прохожде-ние скважины через область полных сдвижений, позади лавы, приводит к смещению ствола скважины относительно его оси и


101

активизации деформаций стенок. Возведение охранной полосы, для противодействия сдвижениям пород кровли, вызывает увели-чение напряжений на устья скважин, обусловливая уменьшение проходимости сечения относительно первичного его состояния. При этом безопасность ведения горных работ является недоста-точной, поскольку не гарантируется сохранность устья скважины от высокой концентрации напряжений на ее стенки, возникаю-щие в результате возведение охранного сооружения, позади лавы, и от действия опорного давления впереди нее. Кроме того способ усложняет отработку запасов участка и является очень дорогим. Наиболее перспективным направлением охраны скважин, при ко-тором были бы устранены описываемые недостатки, является ме-тод концентричного бурения шпуров, обеспечивающий создание в массиве горных пород области пониженных напряжений [8]. Остается еще недостаточно изученным и особенности механизма формирования области разгрузки при реализации способа, и ну-ждаются в детальном обосновании его основные технологические параметры и область применения.

Цель работы – раскрыть особенности механизма формиро-вания зоны разгрузки при концентричном бурении шпуров для обоснования технологических параметров способа охраны дега-зационных скважин. Под областью разгрузки понимается зона, в рамках которой величина напряжений меньше (на 5% и более) чем естественное напряженное состояние в массиве горных по-род.

Во многих случаях для получения качественной картины распределения напряжений недостаточно только эмпирических методов прогнозирования 9. Кроме того, практические экспе-рименты трудоемки, продолжительны во времени и сложны в реализации. Для проведения полного факторного анализа, для числа влияющих факторов более двух, весь цикл экспериментов очень трудно выполнить практически. Изучение сложных дина-мических систем, в условиях наличия большого числа отверстий,


102

неопределенности условий нагружения, взаимного влияния не-скольких факторов и механических свойств горных пород, чисто аналитическими методами исследования не представляется воз-можными. Поэтому, проанализировав существующие методы прогнозирования, адекватно отражающие механизмы формиро-вания НДС углепородного массива, вмещающего горную выра-ботку (скважину), было отдано предпочтение математическим методам моделирования.

При исследовании, в качестве основного, был использован метод конечных элементов (МКЭ), получивший широкое распро-странение для решения геомеханических задач. Он реализован в большинстве современных программных пакетах инженерного анализа (Nastran, LS-DYNA, ANSYS, PLAXIS и др.) результаты которых достаточно представительны и точны.

Постановка задачи. В самом общем виде задача состоит в определении влияния расстояния между осью скважины и осями шпуров, диаметра и количества шпуров, на напряженное состоя-ние контура дегазационной скважины (рис. 1).

Бурение шпуров необходимо производить концентрично и параллельно оси скважины, в противном случае это может при-вести к тому, что при интенсификации напряжений, в зоне опор-ного давления, распределение разгружающего эффекта не будет равномерным по сечению скважины и часть ее может разрушить-ся. Перемычка – область пластины ограниченная с одной стороны контуром скважины, а с другой контурами шпуров. Ширина пе-ремычки - минимальное расстояние между контурами скважины и шпуров.

Радиусы шпуров были одинаковыми, и вместе с шириной перемычки были даны относительно радиуса дегазационной скважины (rс.= const):

где

– относительный радиус шпура;


103

L – относительная ширина перемычки.

Рис. 1. Основные параметры охраны скважин путем бурения шпуров: rс. – радиус скважины; rш. – радиус шпура; α– угол между осями соседних шпу-ров; δ – ширина перемычки; Rз.к.– расстояние между осью скважины и ося-ми шпуров; h– минимальное расстояние между контурами шпуров; H – рас-

стояние между осями шпуров; а – ширина пластины; b – длина пластины

При расчетах использовалась теория Мизиуса-Генки (энер-гетическая) – связывает критерий предельного состояния материа-ла с удельной потенциальной энергией деформации [10-11]. Она подразумевает, что нарушением прочности считается переход материала в пластическое состояние сопровождающееся появле-нием остаточных деформаций. Она часто используется при про-ектировании потому, что позволяет любое трехмерное напряжен-


104

ное состояние представить в виде единственного положительного значения эквивалентных напряжений, которые связаны с глав-ными напряжениями уравнением вида:

(1) В случае плоского напряжения, уравнение 1 примет вид:

(2) Значение эквивалентных напряжений (σv) даны относитель-

но величины напряжений у границ модели (Р):

где k– коэффициент концентрации эквивалентных напряжений.

В случае наличия одного отверстия в пластине и гидроста-тического нагружения, а также использования полярных коорди-нат для изображения состояния контура скважины, очевидно, что для радиуса r = rс. значение коэффициентов концентрации напря-жений не зависит от изменения угла поворота (θ), то есть являет-ся постоянным (const 2). Следовательно, напряженное состоя-ние всего контура (kσ= f(θ)) можно охарактеризовать одним зна-чением (k'

σ= const). При наличии в пластине более одного отвер-стия напряжения на контуре скважины могут не иметь постоян-ного значения. В связи с этим, при достижении эффекта разгруз-ки должно выполняться условие равномерности – отклонение ко-эффициентов концентрации эквивалентных напряжений в любой точке на контуре скважины не должно превышать 15% от среднего значения напряжения контура.

Существенную роль имеет оптимальность выбора диаметра скважины и размеров пластины, параметры расчетной схемы, приведены в табл. 1.


105

Таблица 1 Основные параметры модели, принятые при численных расчетах

Показатель Песчаник Предел прочности на одноосное сжатие, МПа (σсж.)

67

Коэффициент Пуассона, μ 0,23 Модуль Юнга, Е, МПа 6103 Объемный вес, γ, кН/м3 2,7 Радиус скважины, rскв., мм 20 Размеры пластины, ахb, мм 504х806,4

Минимальная величина относительного радиуса шпура (Rш.)

составляла 0,2. Ее увеличивали с шагом 0,2 так, чтобы макси-мальное значение не превысило единицы. Минимальное значение ширины перемычки (L) была равной 0,2 и менялась с шагом 0,1. При этом h должна быть ≥ 0,2 .

На схеме (смотри рис. 1) мы имеем две формы осевой сим-метрии – отражательную и вращательную. Первая представляет собой вид движения (зеркального отражения), при котором мно-жество неподвижных точек образуют прямую, называемую осью симметрии. Вращательная (радиальная) – форма симметрии, при которой тело (или фигура) совпадает само с собой при вращении объекта вокруг определенной точки или прямой. Прямоугольная пластина, в пространстве, осесимметрична в отражательной фор-ме симметрии, причем имеет две оси симметрии в плоскости фи-гуры. Круговое отверстие, проделанное в ней, осесимметрично в отражательной и радиальной симметрии.

Окончательно мы имеем для всей схемы осевую симметрию зеркального типа относительно вертикальной (Y) и горизонталь-ной (X) осями координат. Причем точка пересечения координат-ных осей совпадает с центром окружности скважины.

Поэтому, при построении расчетной схемы, достаточно рас-сматривать только четверть пластины (рис. 2). Для удовлетворе-ния условия равномерности, на сегменте контура скважины дос-таточно взять пять точек (A, B, C, D, E угол поворота (θ) которых соответственно равен 90º, 60º, 45º, 30º и 0º) для нахождения сред-него значение напряжений на контуре (k'

σ(A-E)). При этом вели-


106

чина напряжений в каждой точке (k'σA) не должна отклоняться

более чем на 15% от k'σ(A-E).

Для доказательства наличия разгрузки необходимо, чтобы значение k'

σ(A-E) было меньшим величины напряжений нераз-груженного массива k'

σ, не менее чем на 10% (условное ограни-чение №1).

В связи с этим уточненная задача примет следующий вид: k'

σ(A-E)= f(Rш.; L; N) где N– количество концентрично пробуренных шпуров, шт.

Рис. 2. Расчетная схема задачи (пример для восьми отверстий)

Решая классическую задачу Динника-Савина 12, при гид-ростатическом нагружении пластины, ослабленной круговым от-верстием, было найдено, что для модели значение k'

σ = 2,03. Поэтому, условие №1 будет выполняться величина k'

σ(A-E)≤ 1,83.

Результаты численного моделирования и их анализ. Рас-чет модели производится, пошагово, итерационным методом, с


107

учетом сложившегося напряженного состояния на предыдущем шаге нагружения. На рисунке 3 представлена сетка разбиения пластины на конечные элементы.

В результате имитации горного давления, получены распре-деления изолиний эквивалентных напряжений в массиве вдоль осей координат для всех вариантов моделирования. Пример для условия наличия в пластине восьми шпуров представлен на рис. 4-5. Сплошной линией показаны контуры скважины и шпуров до нагружения, пунктирной – после.

Рис. 3. Конечно-элементная сетка в модели

Радиусы шпуров, при данном L и N (смотри рис. 4), были достаточны для того, чтобы обеспечить минимальное расстояние между их контурами (в самом узком месте) и перенос максимума напряжений с контура скважины. Мы видим, что на стенке сква-жины значение k'

σ(E)=1,52Р, при приближении к контуру шпура увеличивается до 1,6, а в зоне минимального расстояния между их контурами приближается к максимальному значению – 4,3Р. Зона повышенных напряжений локализируется между шпурами,


108

в виде замкнутой оболочки неправильной формы, при этом их контуры деформируются и принимают колоколовидную форму.

Рис. 4. Напряженное состояние в окрестности дегазационной скважины

при Rш.= 1, N= 8,L= 0,9 На рисунке 5 иная картина, в связи с тем, что радиусы шпу-

ров малы соотношение ширины перемычки и расстояния между шпурами не оптимально, при этом повышение напряжений про-исходит между двумя зонами влияния – «скважина-шпур» и «шпур-шпур». Зона повышенных напряжений не локализируется только между шпурами, из-за недостаточно маленького расстояния между ними. Вследствие этого часть напряжений переходит на стенки скважины, при этом k = 2,06 (как и в неразгруженном мас-сиве). При наличии негидростатического распределения напряже-ний общая картина существенно меняется (рис. 6).

При анализе результатов моделирования прослеживается главная особенность механизма формирования зоны пониженных (относительно их значения имеющегося в условиях отсутствия шпуров) напряжений – при неоптимальном выборе хотя бы одного из технологических параметров бурения или области применения способа, эффекта разгрузки не наблюдается.

k'σ(A-E)= 1,52


109

Рис. 5. Напряженное состояние в окрестности дегазационной скважины при Rш.= 0,6, N= 8,L= 0,9

Итоги моделирования подтверждают результаты прибли-женных численных решений подобных задач, найденные сотруд-никами института механики АН УССР, в 70-х годах прошлого столетия. В случае двух неравных круговых отверстий (рис. 7) находящихся в растягиваемой пластине, наибольшее напряжение будет на контуре меньшего отверстия в точке А2. При этом, уменьшение перемычки δ приводит к тому, что на контуре боль-шего отверстия (точка А1) происходит разгрузка.

На рисунке 7 приведены значения коэффициентов концен-трации k2 в точке А2 в функции δ/r1. Сплошная (для случая r2/r1 = 1) и штриховая (для случая r2/r1 = 0,033) кривые построены по приближенному аналитическому решению, полученному в ра-ботах Шишориной, Хрипиной и Вагаповой 13. Различные точ-ки, соответствуют, найденным методом фотоупругости. Вследст-вие того, что для (в нашем случае при одинаковом rш.),

экспериментальные точки довольно тесно ложатся возле теоре-

k'σ(A-E)= 2,06


110

тических кривых, эффект разгрузки при будет мини-

мальным. В связи с этим можно внести еще одно ограничение (№2): .

Рис. 6. Отсутствие эффекта разгрузки при оптимальных параметрах буре-ния шпуров (Rш.= 1, N = 8,L = 0,9), в условиях негидростатического закона

распределения напряжений

Кроме того, технологически довольно сложно осуществлять разгрузочное бурение более 12 шпурами. Для уменьшения лиш-них вариантов моделирования необходимо определить критерий экономической оправданности выбора основных параметров бу-рения. Главным фактором, является отношение общего объема разгрузочного бурения шпуров (Qш.) к объему работ по бурению дегазационной скважины (Qс.). Мы исходили из того, что Qш. не должно превышать 40% от Qс.(условное ограничение №3). Для определения объема бурения длина дегазационной скважины - 120 м.


111

Рис. 7. Влияние ширины перемычки на величину напряжений в точке А1 13

Глубина бурения шпуров должна быть не менее прогнозиро-ванной зоны влияния подготовительной выработки, величина ко-торой, по исследованиям отечественных ученых не превышает 6-10 м 14-16.

Для предотвращения возможных подсосов воздуха через трещины, вызванные неплотным заполнением шпуров пенопо-лиуретановой смолой, протяженность бурения должна составлять не более 30-50% от длины обсадки (принималась равной 5 м). Значения объемов бурения, для всех вариантов моделирования, которые зависят от количества шпуров и относительной ширины перемычки приведены в табл. 2. Самым темным цветом окраше-ны варианты модели неудовлетворяющие ограничению №3, ме-нее темным – ограничение №2 и самым светлым – №1. Жирные значения объемов бурения определяют наиболее рациональные


112

варианты моделирования, удовлетворяющие предъявляемым ог-раничениям.

Таблица 2

Объемы бурения для всех вариантов модели, %

Кол-во шпуров N, шт. 0,2 0,4 0,6 0,8 1

2 2 4 6 8 10 3 3 6 9 12 15 4 4 8 12 16 20 5 5 10 15 20 25 6 6 12 18 24 30 7 7 14 21 28 35 8 8 16 24 32 40 9 9 18 27 36 45 10 10 20 30 40 50 11 11 22 33 44 55 12 12 24 36 48 60

Результаты моделирования сведены в таблицы 3 и рис. 8. На рисунке 8, для уточнения результирующих вариантов,

очерчены границы (а – штрихпунктирная линия). Выше k'σ(A-E)=

1,9 напряжения не отличаются более чем на 5% от их фонового значения (2,03), справа и слева – минимально и максимально дос-тижимая величина разгрузки. Внутри этих границ прослеживается область оптимального выбора значений разгрузки при любых технологических параметрах бурения шпуров. Увеличение ши-рины перемычки с 0,8 до 1,9 приводит к росту значений экви-валентных напряжений с 1,45 до 1,89Р.

Для выявления вида зависимости между исследуемыми фак-торами, в условной области оптимальных значений b (см. рис. 8), были построены регрессионные модели (рис. 9). Зависимость k'

σ(A-E) от L для семи вариантов значений исследуемых факторов представлены в таблице 4.


113

Таблица 3 Величина k'

σ(A-E) при постоянном значении относительного радиуса шпура = 0,6 и различных L и N

Количество шпуров N, шт.

9 10 11 12

0,5 1,945 0,6 1,952 1,691 0,9 1,978 1,853 1,675 1 1,981 1,866 1,73 1,5

1,1 1,988 1,883 1,761 1,594 1,2 1,896 1,794 1,654 1,3 1,9 1,822 1,714 1,4 1,838 1,753 1,5 1,87 1,801 1,6 1,885 1,817

Таблица 4

Формулы зависимости k'σ(A-E) от L при изменения основных влияющих факторов (N и R)

№ N R k'σ(A-E)= f(L) R² 1 11 0,6 k'σ(A-E)= 0,4094×ln(L) + 1,7082 0,9678 2 9 0,8 k'σ(A-E)= 0,4471×ln(L) + 1,6789 0,9529 3 8 1 k'σ(A-E)= 0,463×ln(L) + 1,6162 0,9591 4 12 0,6 k'σ(A-E)= 0,5812×ln(L) + 1,5379 0,9583 5 10 0,8 k'σ(A-E)= 0,6627×ln(L) + 1,4348 0,9641 6 9 1 k'σ(A-E)= 0,8341×ln(L) + 1,2473 0,9781 7 11 0,8 k'σ(A-E)= 0,9299×ln(L) + 1,1494 0,9826

Ср.знач. k'σ(A-E)= 0,6182×ln(L) + 1,4819 0,966 Среднее значение коэффициентов аппроксимации (R²) со-

ставляет 0,966, что говорит о наличии связи между факторами. Изображение функции влияния Rш., L и N на k'σ(A-E), в


114

Рис. 8. Зависимость k'σ(A-E) от L при различных Rш. и N: а – ограничения

области значений; b – область оптимального выбора величин разгрузки

Рис. 9. Линии тренда зависимости k'σ(A-E) от L


115

двумерной постановке неудобно. Дальнейшие разработки будут направлены на создание поверхностей, отражающих взаимное влияние L и N на k'σ(A-E) при различной величине Rш..

Вывод. В результате проведенных исследований получены следующие теоретические результаты:

установлено, что для создания области пониженных на-пряжений вокруг устья дегазационной скважины, наиболее ра-циональны с экономической и технологической точки зрения, следующие основные параметры бурения разгрузочных шпуров: количество шпуров должно быть не менее 7 и не более 12 шт.; минимальное расстояние между контурами скважины и шпуров должна приниматься а диапазоне значений от 0,5 до 2,3rс.; вели-чина радиуса шпура – от 0,61 до 1rс..

доказано, что применение способа в условиях негидроста-тического распределения напряжений или при неоптимальном вы-боре хотя бы одного из технологических параметров бурения, не приводит к улучшению эксплуатационного состояния дегазацион-ной скважины.

увеличение ширины перемычки с 0,8 до 1,9 (в 2,4 раза) приводит к росту значений эквивалентных напряжений с 1,45 до 1,89Р (на 30%), что негативно сказывается на состояние дегаза-ционных скважин.

уменьшение диаметра шпуров с 1 до 0,6 , при ширине перемычки равной 0,9 и N = 8, приводит к увеличению средне-го значения эквивалентных напряжений на контуре скважины с 1,5 до 2Р.

найдена аналитическая зависимость величины концен-трации эквивалентных напряжений, на контуре дегазационной скважины, от относительной ширины перемычки, которая имеет логарифмический вид:

k'σ(A-E)= 0,6182×ln(L) + 1,4819 Список литературы

1. Дегазация угольных шахт. Требования к способам и схемам дега-зации: СОУ 10.1.00174088.001. - 2004. – К.: Минтопэнерго Украины, 2005. – С. 70.


116

2. Технологічні схеми відпрацювання газоносних пластів з великими навантаженнями на очисні вибої: СОУ-П 10.1.00185790.014:2009. – К.: Мінвуглепром Україні, 2010. – С. 102-105.

3. Изыскание резервов для повышения эффективности подземной де-газации / В.К. Костенко, А.Б. Бокий, В.С. Бригида и др. // 6-я Международ-ная Конференция по проблеме горной промышленности, строительства и энергетике. – Тула: ТулГУ, 2010. – Т 1. – С. 150–157.

4. Назимко В.В. Взрывобезопасность выемочного участка как функ-ция проявления горного давления / В.В. Назимко, П.А. Брюханов // Про-блемы горного давления. – 2009. – №17. – С. 25–62.

5. Назимко В.В. Исследование связи между деформацией дегазаци-онных скважины и ее аэродинамическими параметрами / В.В. Назимко, П.А. Брюханов, А.И. Демченко // Способы и средства создания безопасных условий труда в угольных шахтах. – Макеевка: МакНИИ. – 2010. – №2 (26). – С. 25–42.

6. Брюханов П.А. Обоснование критериев устойчивости и эффектив-ности работы дегазационной скважины / П.А. Брюханов, В.В. Назимко, А.А. Резниченко // Донбас-2020: перспективи розвитку очима молодих вчених: матеріали V науково-практичної конференції. м. Донецьк, 25–27 травня 2010. – 2010. – С. 59–65.

7. Способ дегазации подрабатываемых угольных пластов при стол-бовой системе разработке: А. С. №1043320 (СССР) / В.Ш. Бродский. – Опубл., 1983.

8. Способ проходки выработки: А. С. № 817253 (СССР) / В.К. Кос-тенко, М.П. Зборщик, А.Ф. Морозов. – Опубл., 1981.

9. Дрибан В.А. Механизм формирования зоны необратимых дефор-маций вокруг выработок / В.А. Дрибан // Проблемы горного давления. – 2010. – №18. – С. 73.

10. Филоренко-Бородич. Механические теории прочности / Фило-ренко-Бородич. – М., 1951. – С. 18–23.

11. Козел А.М. Геомеханические вопросы проектирования и поддер-жания шахтных стволов: Кн. 2.; Ч. 1. Напряженно-деформированное со-стояние горных пород, прочность, проявления горного давления в стволах, в других выработках и в туннелях, эволюция гипотез / А.М. Козел. – СПб.:«Недра», 2010. – С. 115–116.

12. Динник А.Н. Распределение напряжений вокруг подземных гор-ных выработок / А.Н. Динник, А.Б. Моргаевский, Г.Н. Савин / Труды со-вещания по управлению горным давлением. – М.-Л.: «АН СССР», 1938. – С. 7–57.

13. Савин Г.Н. Распределение напряжений около отверстий / Г.Н. Савин. – К.: «Наукова думка», 1968. – 854 с.


117

14. Черняк И.Л. Управление горным давлением в подготовительных выработках глубоких шахт / И.Л. Черняк, Ю.И. Бурчаков. – М.: Недра, 1984. – 304 с.

15. Назимко В.В. Развитие зон разрушения вокруг выработки при многократном воздействии очистных работ / В.В. Назимко // Известия до-нецкого горного института. – 1996. – №1. – С. 53–56.

16. Аналіз закономірностей розвитку зон руйнування навколо підго-товчої виробки при впливі очисних робіт з урахуванням ефекту самозак-линування порід / С.М. Александров, В.П. Сажнев, М.І. Красько // Про-блемы горного давления. – 2001. – №6. – С. 170.

Стаття надійшла до редакції 08.10.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук С.М. Александровим

В.К. Костенко, Н.Н. Зінченко Донецький національний технічний університет

В.С. Бригіда Донецький науково-дослідний вугільний інститут, м. Донецьк ЗАКОНОМІРНОСТІ ФОРМУВАННЯ ОБЛАСТІ РОЗВАНТАЖЕННЯ, ЩО ЗА-БЕЗПЕЧУЄ ЗБЕРЕЖЕННЯ УСТЬ ДЕГАЗАЦІЙНИХ СВЕРДЛОВИН

У роботі розкриті особливості механізму формування зони розван-таження при концентричному бурінні шпурів для обґрунтування техноло-гічних параметрів способу охорони дегазаційних свердловин. Як основний був використаний метод скінчених елементів, що набув широкого поши-рення при вирішенні завдань геомеханіки.

В результаті дослідження було встановлено: 1) для створення області зниженого напруження навколо устя дегазаційної свердловини найбільш раціональні наступні основні параметри буріння: кількість шпурів має бути не менше 7 і не більше 12, мінімальна відстань між контурами свердловини і шпурів повинна прийматися в діапазоні значень від 0,5 до 2,3rс., величина радіусу шпуру - від 0,61 до 1rс.; 2) застосування способу в умовах негідрос-татичного розподілу напружень або при неоптимальному виборі хоч би од-ного з параметрів буріння не забезпечує розвантаження дегазаційної сверд-ловини; 3) знайдена аналітична залежність величини концентрації еквівале-нтних напружень на контурі дегазаційної свердловини від відносної шири-ни перемички, яка має логарифмічний вигляд: k'σ(A-E)= 0,6182×ln(L) + 1,4819.

V.K. Kostenko, N.N. Zinchenko Donetsk National Technical University

V.S. Brigida


118

Donetsk Coal Research Institute, Donetsk THE LAWS OF FORMATION OF AN UNLOADING AREA, WHICH PROVIDES THE SAFETY OF METHANE DRAINAGE BOREHOLES MOUTHS

The paper discusses the peculiarities of the unloading zone formation in the process of concentric blasthole drilling. The study is aimed at the validation of the process/technological parameters of the methane drainage boreholes pro-tection method. The finite element method, which is widely applied in geome-chanics, was used as the basic one.

In order to create an unloading zone around a borehole mouth we should take into account the following: the number of blastholes should be from 7 to 12; the minimum distance between the contours of the borehole and blastholes should be within the range 0,5 to 2,3rс ; the blasthole radius should be from 0,61 to 1rс. We came to the conclusion that the method does not provide borehole re-lieving under non-hydrostatic stress distribution or if the choice of drilling pa-rameters is non-optimal. Also, we found an analytical dependence of the value of equivalent stress concentration at a borehole contour on the relative width of the bridge. This dependence has the following logarithmic form: k'σ(A-E)= 0,6182×ln(L) + 1,4819.


119

УДК 622.411.33

Н.И. Антощенко (д-р техн. наук, проф.), Ю.В. Бубунец (инж.),

М.В. Филатьев (инж., асп.) Донбасский государственный технический университет, г. Ал-

чевск, Украина

ВЛИЯНИЕ НАДРАБОТКИ НА ГАЗОВЫДЕЛЕНИЕ ПРИ ВЕДЕНИИ ОЧИСТНЫХ РАБОТ НА АНТРАЦИТОВЫХ

ПЛАСТАХ Проведено исследование зависимости газовыделения от добычи угля

соответственно в ненадработанных и надработанных зонах. Установлена и статистически подтверждена разная степень влияния уровня добычи угля на метановыделение в горные выработки и дегазационные скважины в этих зонах.

Ключевые слова: газовыделение, ненадработанная зона, надрабо-танная зона, уровень добычи угля, горные выработки, дегазационные скважины.

Изменение уровня метановыделения в выработки выемоч-ных участков при отработке газоносных угольных пластов суще-ственно влияет на безопасность ведения горных работ. Учитывая произошедшие в недавнем прошлом аварии, связанные со взры-вами метановоздушных смесей в угольных шахтах и их негатив-ные последствия, изучение вопросов, направленных на безопас-ное ведение очистных работ, является актуальным.

Известно, что предварительная надработка разрабатываемо-го газоносного угольного пласта приводит к существенному сни-жению метановыделения в горные выработки [1]. Количествен-ная оценка изменения газовыделения при ведении очистных ра-бот в ненадработанных и надработанных зонах до настоящего времени не производилась. Целью исследования является уста-новление количественных соотношений газовыделения при веде-нии очистных работ в указанных зонах.

Одним из главных факторов, кроме надработки, влияющим на изменение газовыделения, является уровень добычи угля на выемочном участке [2]. Установлено [3], что зависимость газо-выделения из подрабатываемых угольных пластов и пород от до-

© Антощенко Н.И., Бубунец Ю.В., Филатьев М.В., 2012


120

бычи угля наиболее полно проявляется при рассмотрении сред-немесячных показателей. Такая ситуация обусловлена сущест-венно большей длительностью процессов сдвижения подрабаты-ваемых пород и десорбции газа из сближенных пластов по срав-нению с продолжительностью изменения газовыделения непо-средственно в рабочем пространстве лавы при выполнении тех-нологических операций по отбойке угля.

Идея состоит в статистической обработке среднемесячных экспериментальных данных, полученных в одних горно-геологических условиях, и сравнении результатов зависимости газовыделения от добычи угля соответственно в ненадработан-ных и надработанных зонах.

К анализу привлекли результаты наблюдений, проведенных при отработке 6-й, 7-й, 8-й и 9-й западных лав пласта lв

2 шахтой им. газеты «Известия» ГП «Донбассантрацит». Мощность антра-цитового пласта составляла 0,9 м, длины лав находились в пере-делах 200-240 м, которые отрабатывались столбами по восста-нию, угол падения пласта был около 5о. Среднемесячная добыча угля за период отработки лав изменялась от нуля до 1525 т/сут. В начальный период эксплуатация всех выемочных участков про-исходила в ненадработанной зоне, а затем отработка 6-й, 7-й и 8-й западных лав велась в зонах надработки пластом l4, располо-женным в кровле на расстоянии 71 м (рис. 1).

Газовыделение происходило, в основном, из выработанных пространств действующих и остановленных очистных забоев. Их доля в общем газовом балансе крыла шахтного поля достигала 90 % и более. На всех участках применялась дегазация подрабаты-ваемых пластов скважинами, пробуренными навстречу очистно-му забою, которые оставались подключенными к газопроводу по-сле прохода очистного забоя. На период первичной осадки ос-новной кровли заблаговременно бурились скважины над разрез-ной выработкой. Измерение расходов газа в вентиляционных струях и дегазационных скважинах производили общепринятыми способами (согласно нормативным документам) с периодично-стью 1-5 суток на протяжении трех лет. Добыча угля фиксирова-лась каждые сутки.


121

Все лавы примыкали с одной стороны к выработанным пространствам ранее отработанных участков, а со второй к мас-сиву угля (рис. 2). Наличие выработанных пространств ранее от-работанных лав обуславливало дополнительный приток газа за счет активизации сдвижения пород. Места поступления метана в участковые выработки зависели от направления утечек воздуха через выработанные пространства эксплуатируемых и ранее от-работанных лав. Например, исходя из взаимного расположения горных выработок с вентиляционными струями свежего и отра-ботанного воздуха, практически весь дополнительный приток га-за из выработанных пространств отработанных лав происходил в исходящую струю 6-й западной лавы. В пункте 1 (см. рис. 2а) фиксировалось суммарное газовыделение из выработанных про-странств эксплуатируемой 6-й и отработанной 5-й западных лав. В выработки же 7-й западной лавы газовыделение из ранее отра-ботанных участков, согласно принятой схемы проветривания не происходило. По этой причине, в период совместной отработки спаренных 6-й и 7-й западных лав, в пункте 2 производились за-меры газа, поступающего только из выработанного пространства эксплуатируемой лавы.

При формировании статистических выборок газовыделения, учитывая влияние утечек воздуха через выработанные простран-ства на места поступления газа в горные выработки, рассматри-вали схемы проветривания каждого выемочного участка и их из-менения, связанные с вводом в эксплуатацию новых лав или окончанием очистных работ. Изменения схем проветривания во времени и количества лав в работе приведены в таблице 1.

На основании данных этой таблицы и выкопировки с плана горных работ (см. рис. 1) произвели сортировку эксперименталь-ных данных о газовыделении в выработки и дегазационные сква-жины при работе лав в ненадработанных и надработанных зонах. В обоих случаях учитывали газовыделение из выработанных про-странств ранее отработанных лав, вызванное активизацией сдви-жения подработанных пород. Для определения количества газа выделяющегося при этих процессах, в ряде случаев измерения производили за пределами выработок эксплуатируемых участков


122

а) б)

1 – зоны выемки пласта l4 шахтой «Краснокутская». Рис. 1. Выкопировка с плана горных работ по пласту lв

2 шахты им. газеты «Известия» (а) и геологический разрез (б)

1

1

1

1


123

а) б) в) г)

а) 6-й и 7-й западных спаренных лав; б) 6-й, 7-й и 8-й западных лав; в) 8-й западной лавы; г) 9-й западной лавы;

- свежая вентиляционная струя воздуха; - исходящая вентиляционная струя отработанного воздуха; - направление подвигания забоев; - номера пунктов замеров газовыделения в горных выработках; - кроссинг; - вентиляционные двери; - дегазационные скважины;

- номера уклонов соответственно с 6-го по 10-й. Рис. 2. Схемы проветривания выемочных участков при отработке пласта lв

2 на шахте имени газеты “Известия”

9 1 10 11 12

№6 №10

11 10

11 10

2 1

№8 №7 №6 №6 №9 №8 №7 №6

12

12

7-я зап. лава



№9

№9 №8 №7 №6 №10 №9 №8 №7 №6


6-я зап. лава 7-я зап.

лава


11 11

12 12

12

2 1

3

10 10




8 9 7

6

5

11 11 11 11 11 11

1 4 2

3





12 12

10


124

Таблица 1 Сведения о совместной работе лав и схемах проветривания выемочных

участков при отработке пласта lв2 на шахте имени газеты “Известия”

Период на-блюдений

Лавы, находящиеся в эксплуатации при

проведении экспери-ментов

Схема про-ветривания

согласно ри-сунку 2

Примечание

01.09.1983 17.04.1984 6-я и 7-я западные

а)

Газовыделение при активиза-ции сдвижения пород вызвано работой спаренных 6-й и 7-й

западных лав

18.04.1984 30.06.1984

6-я, 7-я и 8-я западные б)

Газовыделение при активиза-ции сдвижения пород вызвано

работой 8-й западной лавы

01.07.1984 28.08.1984 7 и 8 западные б) то же

29.08.1984 03.09.1984 8 западная в) то же

04.09.1984 24.09.1984 7 и 8 западные б) то же

25.09.1984 30.04.1985 8 западная в) то же

03.05.1985 14.05.1985 9 западная г) 8-й уклон открыт,

7-й уклон закрыт 15.05.1985 19.06.1985 то же г) 7-й и 8-й уклоны

открыты 20.06.1985 27.06.1985 то же г) 7-й уклон открыт,

8-й уклон закрыт 28.06.1985 30.06.1986 то же г) 7-й и 8-й уклоны

закрыты

(см. рис. 2в и 2г). К обработке не привлекались данные, получен-ные в начальные периоды эксплуатации лав, связанные с отходом очистных забоев от разрезных выработок и формированием газо-вого баланса выемочных участков.

Из выборки исключены также результаты наблюдений, по-лученные после остановки очистных забоев с высокой добычей (около 500 т/сут) в предыдущий период эксплуатации лав. Это обусловлено тем, что большей нагрузке соответствует более вы-сокий уровень газовыделения после прекращения очистных ра-бот. При отсутствии добычи газовыделение зависит только от за-тухающих процессов десорбции газа из угля и пород, которое в


125

конечном итоге стремится к нулю. По этой причине, изучая влияние надработки пластов, целесообразно рассматривать зави-симости газовыделения от добычи угля, проходящие через начало координат.

Методика отбора экспериментальных данных, учитывающая степень развития очистных работ, схемы проветривания выемоч-ных участков, направление утечек воздуха через выработанные пространства отработанных лав и затухание процессов газовыде-ления во времени при отсутствии добычи угля позволила оценить влияние надработки на изменение газовыделения в горные выра-ботки (рис. 3) и дегазационные скважины (рис. 4).

0

10

20

30

40

50

60

0 500 1000 1500 2000

1

2

3

1, 2, 3 – осредняющие прямые газовыделения в выработки соответст-венно при эксплуатации 6-й, 8-й, 9-й лав в ненадработанных зонах, 6-й, 8-й, лав в надработанных зонах, 7-й лавы в надработанной зоне;

– экспериментальные данные, полученные соответственно в ненадработанных зонах (6-я, 8-я и 9-я лавы), надработанных зонах (6-я и 8-я лавы) и надработанной зоне (7-я лава).

Рис. 3.Изменение газовыделения в горные выработки пласта lв2 на шахте

имени газеты “Известия”

В инженерной и исследовательской практике связь считают сильной, если выборочный коэффициент корреляции |r| > 0,7 и функциональной при |r| > 0,9. Величина r определена достоверно, если его значимость tr > 3,0 [4]. Это позволяет утверждать, что

I, м3/мин

А, т/сут


126

0

5

10

15

20

25

30

0 500 1000 1500 2000

1

2

1, 2 – осредняющие прямые газовыделения в дегазационные скважи-

ны соответственно 6-й, 8-й и 9-й лав в ненадработанных зонах и 6-й, 7-й, и 8-й лав в надработанных зонах;

– экспериментальные данные, полученные соответственно в ненадработанных зонах (6-я, 8-я и 9-я лавы), надработанных зонах (6-я, 7-я и 8-я лавы). Рис. 4. Изменение газовыделения в дегазационные скважины пласта lв

2 на шахте имени газеты “Известия”

газовыделение в ненадработанных и надработанных зонах изме-нялось прямопропорционально среднемесячной нагрузке каждого очистного забоя. Снижение газовыделения в надработанных зо-нах, при установленном прямопропорциональном виде зависимо-стей газовыделения от добычи угля, характеризуется соотноше-нием коэффициентов регрессии, определенным для каждой из рассматриваемых зон. В ненадработанных зонах эмпирический коэффициент регрессии в уравнении (1), описывающей газовыде-ление в горные выработки при работе 6-й, 8-й и 9-й западных лав равен 0,0327, а в надработанных зонах для 6-й и 8-й лав значение рассматриваемого параметра составляло 0,0154 (см. табл. 2).

Это свидетельствует, что предварительная отработка пласта l4 удаленного от пласта lв

2 на 71 м привела к снижению газовыде-ления в выработки последнего в 2,1 раза. Почти в три раза про-изошло снижение газовыделения в исходящую вентиляционную струю воздуха 7-й западной лавы (см. рис. 3 и табл. 2). Исходя из схемы проветривания этого выемочного участка (см. рис. 2б)

I, м3/мин

А, т/сут


127

можно предположить, что зависимость (4) характеризует газовы-деление только из выработанного пространства эксплуатируемой лавы. Более существенное снижение газовыделения в выработки 7-й западной лавы обусловлено отсутствием газовыделения из выработанных пространств ранее отработанных лав.

Таблица 2 Результаты статистической обработки экспериментальных данных газовы-деления в выработки и дегазационные скважины при эксплуатации 6-й, 7-

й, 8-й и 9-й западных лав на пласте lв2 шахтой им. газеты «Известия»

Ведение очистных работ в не-надработанных зонах

Ведение очистных работ в над-работанных зонах

Ла-вы

Газовы-деление

Кол

ичес

тво

данн

ых

Уравнение регрессии

Коэ

ффи

циен

т ко

ррел

яции

Знач

имос

ть к

о-эф

фици

ента

ко

ррел

яции

К

олич

еств

о да

нны

х

Уравнение регрессии

Коэ

ффи

циен

т ко

ррел

яции

Знач

имос

ть к

о-эф

фици

ента

ко

ррел

яции

В выра-ботки 20 I =

0,0327A(1) 0,966 15,9 - - - - 6-я, 8-я, 9-я В сква-

жины 20 I = 0,0136A(2) 0,852 6,9 - - - -

6-я, 8-я

В выра-ботки - - - - 12 I =

0,0154A(3) 0,870 5,6

7-я В выра-ботки - - - - 9 I =

0,0107A(4) 0,597 2,0

6-я, 7-я, 8-я

В сква-жины - - - - 21 I =

0,0078A(5) 0,597 3,2

Зависимость в надработанных зонах (3), установленная для 6-й и 8-й западных лав соответствует суммарному газовыделе-нию из выработанных пространств эксплуатируемой и ранее от-работанных лав. Соотношение между коэффициентами регрессии уравнений 3 и 4 (см. табл. 2) свидетельствует, что из выработан-ного пространства ранее отработанных лав в горные выработки поступало около одной трети от общего количества газа, выде-ляющегося в шахтную вентиляционную струю воздуха в надра-ботанных зонах.


128

Исходя из соотношения коэффициентов регрессии уравне-ний 2 и 5 следует, что метановыделение в дегазационные сква-жины в надработанных зонах сократилось примерно в 1,7 раза.

Статистические параметры (r, tr), характеризующие тесноту и достоверность зависимостей метановыделения в горные выра-ботки и дегазационные скважины, существенно отличаются меж-ду собой.

Установлена более тесная и значимая зависимость газовы-деления от добычи угля в выработки по сравнению с изменением метановыделения в скважины. В ненадработанных зонах эти за-висимости (1 и 2) соответственно характеризовались параметра-ми r = 0,966, tr = 15,9 и r = 0,852, tr = 6,9. Аналогичное соотноше-ние получено для уравнений 3 и 5 в надработанных зонах, в кото-рых указанным зависимостям соответствовали значения r = 0,870, tr = 5,6 и r = 0,597, tr = 3,2.

Для получения более достоверных зависимостей метановы-деления в скважины необходимо учитывать ряд дополнительных влияющих факторов. К ним относятся количество скважин, нахо-дящихся в эксплуатации, способ их охраны от разрушения, вид вентиляционной струи воздуха в горной выработке, наличие про-цессов активизации сдвижения подработанных пород вблизи скважин, производительность дегазационной системы и т.д. Рас-смотрение указанных вопросов необходимо для обеспечения безопасных условий отработки газоносных угольных пластов.

Полученные достоверные зависимости газовыделения ха-рактерны только для одних горно-геологических условий, но проведенные исследования позволяют сделать важные для науки и практики обобщающие выводы:

- применение разных схем проветривания, отличающихся направлением утечек воздуха через выработанные пространства эксплуатируемой и отработанных лав, практически не влияет на общий уровень газовыделения из этих источников;

- предварительная надработка пластом, удаленным на 71 м от разрабатываемого привела к снижению метановыделения в 2,1 раза в горные выработки и 1,7 раза в дегазационные скважины. Это свидетельствует, что при отработке антрацитового пласта


129

мощностью 0,9 м существенное газовыделение может происхо-дить из подрабатываемых пластов, удаленных на расстоянии бо-лее восьмидесятикратной мощности разрабатываемого пласта;

- экспериментально установлена и статистически подтвер-ждена разная степень влияния уровня добычи угля на метановы-деление в горные выработки и дегазационные скважины, что ука-зывает на необходимость учитывать эту особенность при проек-тировании вентиляции и дегазации выемочных участков.

Список литературы 1. Антощенко Н.И. Влияние целиков угля на газовыделения при

отработке сближенных пластов / Н.И. Антощенко, М.В. Павлив // Уголь. - 1988. - № 3. - C. 14 - 17.

2. Руководство по проектированию вентиляции угольных шахт / ред. кол.: С.В. Янко [ и др. ] ; под ред. С.В. Янко. – Киев : Основа, 1994. – 311 с.

3. Геомеханические процессы и прогноз динамики газовыделения при ведении очистных работ в угольных шахтах / Н. И. Антощенко, В. Н. Окалелов, В. И. Павлов [и др.]. – Алчевск: Дон ГТУ – 2010 – 449 с.

4. Богатов Б.А. Математические методы в торфяном производстве / Б.А. Богатов, В.Д. Копенкин. – М. – Недра – 1991 – 240с.

Стаття надійшла до редакції 15.11.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук С.В. Борщевським

М.І. Антощенко, Ю.В. Бубунець, М.В. Філатьєв Донбаський державний технічний університет, м. Алчевськ, Україна ВПЛИВ НАДРОБОТКИ НА ГАЗОВИДІЛЕННЯ ПРИ ВЕДЕННІ ОЧИСНИХ РО-БІТ НА АНТРАЦИТОВИХ ПЛАСТАХ

Проведено дослідження залежності газовиділення від видобутку ву-гілля відповідно в ненадроблених та надроблених зонах. Встановлена та статистично підтверджена різна ступінь впливу рівня видобутку вугілля на метановиділення в гірничі виробки та дегазаційні свердловини у цих зонах.

Ключові слова: газовиділення, ненадроблена зона, надроблена зона, рівень видобутку вугілля, гірничі виробки, дегазаційні свердловини.

N.I. Antoshchenko, Yu.V. Bubunets, M.V. Filatiyev Donbass State Technical University, Alchevsk, Ukraine IMPACT OF OVER-WORKING ON GAS EMISSION DURING SECOND WORKING IN ANTRACITE LAYERS

The paper discusses gas emission dependence on coal extraction in under-worked and over-worked areas. We defined and statistically confirmed the vary-


130

ing degree of coal extraction rate influence on methane emission level in exca-vations and degassing wells in these areas.

Key words: gas release, over-worked zone, coal production rate, mine excavations, degassing wells.


131

УДК 622.1:622.834.1 Е.А. Сдвижкова (д-р. техн. наук., проф.)

А. С. Кучин (канд. техн. наук., доц.) С.Ф. Леонов (асп.)

Государственный ВУЗ «Национальный горный университет» СДВИЖЕНИЯ МАССИВА СЛАБОМЕТАМОРФИЗОВАН-

НЫХ ПОРОД В ЗАПАДНОМ ДОНБАССЕ Представлены результаты инструментальных наблюдений за сдви-

жением массива горных пород при подработке магистрального штрека в условиях ПСП «Шахта Благодатная» ДТЭК «Павлоградуголь» и слабоме-таморфизированых горных породах. Наблюдения выполнены с целью ус-тановления численных характеристик процесса сдвижения подрабатывае-мого массива, а именно значений вертикальных и горизонтальных сдвиже-ний над движущимся очистным забоем. В результате экспериментальных исследований установлены и проанализированы величины горизонтальных сдвижений в направлениях, параллельном и перпендикулярном движению очистного забоя. Зафиксированы перемещения массива горных пород вслед за движущимся очистным забоем после окончания его влияния на наблюдательную станцию.

Ключевые слова: подрабатываемый массив, наблюдения, верти-кальные и горизонтальные сдвижения, подработка, репер.

Проблема и ее связь с научными и практическими зада-чами. Подземная разработка угольных пластов нарушает равно-весие горных пород, приводит к их сдвижению и деформации в результате перераспределения напряжений в подрабатываемом массиве. Эти геомеханические процессы негативно влияют на ус-ловия проведения и поддержания горных выработок и являются причиной возникновения опасных проявлений горного давления. На поддержание магистральных и подготовительных выработок затрачиваются значительные материальные ресурсы. Принятие обоснованных и эффективных технических решений по обеспе-чению сохранности выработок в зоне влияния очистных работ невозможно без наличия достоверной информации о перераспре-делении напряжений и деформаций в подрабатываемом массиве.

Анализ исследований и публикаций. При изучении про-цесса сдвижения массива горных пород исследования проводи-лись раздельно в условиях земной поверхности и горного масси-

© Сдвижкова Е.А., Кучин А.С., Леонов С.Ф., 2012


132

ва. В условиях Западного Донбасса при достаточной изученности процесса сдвижения земной поверхности деформации подраба-тываемого массива остаются малоизученными. Результаты расче-та вертикальных деформаций в зоне повышенного горного дав-ления по существующим методикам не согласуются с результа-тами натурных инструментальных наблюдений.

Наблюдения за сдвижением земной поверхности немного-численны и ограничиваются двумя наблюдательными скважина-ми с глубинными реперами и двумя наблюдательными станциями в подрабатываемых горных выработках. На основе этих наблю-дений предложена схема сдвижения массива горных пород над движущимся очистным забоем [1]. При этом исследования вы-полнены с целью установления параметров вертикального сдви-жения и деформирования горных пород. Горизонтальные сдви-жения и деформации массива в Западном Донбасса практически не изучены.

В связи с этим, проведение научных исследований с целью установления закономерностей горизонтального деформирования массива горных пород при разработке пологих угольных пластов в условиях слабометаморфизованных горных пород является ак-туальной научной и технической проблемой.

Постановка задач исследований. Задачей проводимых экспериментальных исследований является установление чис-ленных характеристик процесса сдвижения подрабатываемого массива над очистными выработками шахт Западного Донбасса.

Изложение материала и результаты. Для установления характера пространственного смещения точек массива горных пород во 2-ом западном магистральном откаточном штреке (2ЗМОШ) пласта с5 ПСП «Шахта Благодатная» заложена подзем-ная наблюдательная станция. 2ЗМОШ подрабатывался очистны-ми работами 128-й лавы пласта с1 мощностью 1.2 м (рис. 1). Глу-бина подработки составила 80 м. Наблюдения проводились на 13-ти замерных сечениях (тип 1, рис. 2), заложенных на расстоянии около 20 м друг от друга. На рис. 2 изображена схема расположе-ния наблюдательных точек в замерных сечениях. Дополнительно


133

заложено 3 замерных сечения (тип 2), состоящих из боковых ре-перов.

Рис. 1. План подземной наблюдательной станции

Опорные точки заложены вне зоны влияния 128-й лавы на расстоянии свыше 190м от её границы. Наблюдения заключались в измерении пространственных координат съемочных точек с помощью электронного тахеометра “TOPCON 235N”.

Рис. 2. Схема размещения съемочных точек в замерном сечении


134

Закладка наблюдательной станции и производство первого наблюдения выполнено на момент, когда забой 128-й лавы нахо-дился на расстоянии 100 м от замерного сечения №1. Всего вы-полнено 4 серии наблюдений при положении забоя 100, -17, -56 и -165 м. Диагональное расположение магистрального откаточного штрека по отношению к линии забоя позволило фиксировать пространственное смещение съемочных точек на различном уда-лении от очистного забоя.

Под воздействием горного давления, формирующегося впе-реди движущегося очистного забоя, в подрабатываемой выработ-ке наблюдается вертикальная и горизонтальная конвергенция, ко-торые снижают «чистоту» эксперимента. Смещение съемочных точек в зоне повышенного горного давления можно разложить на две составляющие: смещение, вызванное перемещением массива горных пород и смещение вследствие конвергенции выработки. Для исключения влияния конвергенции анализ результатов на-блюдений выполнен не по съемочным точкам, а по центру тяже-сти замерного сечения О. Координаты центра тяжести определя-лись по формуле:

nZ

ZnY

YnX

X iO

iO

iO

,, ,

где Х0, Y0, Z0 – координаты центра тяжести, Хi, Yi, Zi – координаты съемочных точек замерного сечения, n – количество съемочных точек в замерном сечении (n=4).

На момент второго наблюдения в интервале между сече-ниями №6-8 наблюдались поднятия съемочных точек. При этом поднятия зафиксированы как в почве, так и в кровле выработки. Максимальная величина поднятия центра тяжести сечения соста-вила 30 мм (замерное сечение №6). По мере удаления замерных сечений от забоя лавы поднятия сменились незначительными опусканиями, величина которых достигла 25 мм. Это свидетель-ствует о волновом характере процесса перераспределения нагру-зок впереди движущегося очистного забоя. Скорость подвигания очистного забоя на момент наблюдения составила 4-5 м/сут.

По результатам третьего наблюдения поднятия съемочных точек не зафиксированы. Это можно объяснить снижением ско-


135

рости подвигания очистного забоя до 60-70 м/мес (2-2.5 м/сут) и его непродолжительными остановками. Проявление горного дав-ления в виде пучения и опускания рам зафиксировано на удале-нии около 60 м. Разница в опускании реперов и съемочных точек на рамах составила 20-30 мм. Максимальное опускание зафикси-ровано на 9-ом съемочном сечении на расстоянии 5 м от забоя 128-й лавы (150 мм).

На рис. 3-5 представлены графики вертикальных и горизон-тальных смещений съемочных точек на различном удалении L от границы выработанного пространства (128-й сборный штрек). На рис. 4 изображены смещения центра тяжести съемочных сечений.

Рис. 3. Вертикальные смещения съемочных точек

Первые признаки проявления горного давления зафиксиро-

ваны в краевой части на расстоянии L=90-100 м от плановой про-екции контура выработанного пространства. На момент прове-дения 4-го наблюдения процесс деформирования 2ЗМОШ на уча-стке заложения наблюдательной станции закончился. Выполнить полный комплекс измерений не удалось вследствие выполнения


136

подрывки почвы выработки между сечениями №9-13. Макси-мальные поднятия почвы составили 345 мм (6 сечение), опуска-ния бортов – 679 мм. Вертикальные смещение съемочных точек на стойках арочной крепи и реперов при подработке ЗМОШ имеют близкие значения. Это говорит о малых величинах конвер-генции за счет вдавливания стоек в почву (рис. 3). Максимальная конвергенция выработки на исследуемом участке составила 1 м.

Горизонтальные сдвижения ξ┴ (рис. 44.17) в направлении, перпендикулярном движению очистного забоя, проявляются в интервале -55..65 м. Их максимальная величина (85 мм) зафикси-рована на расстоянии 8 м от границы 128-й лавы в сторону не-тронутого массива. Как и в случае вертикальных смещений вели-чины горизонтальных сдвижений съемочных точек и реперов практически одинаковые. Это свидетельствует о совместном де-формировании крепи выработки и приконтурного массива. Мак-симальная величина ξ┴ составляет 25% от максимального значе-ния горизонтальных сдвижений на земной поверхности (320 мм). Соотношение глубин подработки штрека и земной поверхности составляет 27%. Следовательно, горизонтальные сдвижения рав-номерно распределяются в пределах подработанной толщи, ли-нейно увеличиваясь с приближением к земной поверхности.

Следует отметить тот факт, что дальность распространения горизонтальных сдвижений в сторону нетронутого массива меньше, чем вертикальных. Это свидетельствует о различных причинах их формирования.

Под действием горного давления борта выработки сближа-ются с проявлением горизонтальной конвергенции. Следователь-но, величины горизонтальных сдвижений ξ║ точек в направлении, параллельном движению очистного забоя (рис. 5), формируются под действием двух факторов: под действием горного давления и вследствие горизонтального смещения массива. Уместно предпо-ложить, что смещения точек левого и правого бортов выработки под действием горного давления имеют одинаковые величины противоположные по знаку. Исходя из этого, горизонтальное пе-ремещение точек, обусловленное сдвижением подрабатываемого


137

Рис. 4. Горизонтальные смещения съемочных точек в направлении,

перпендикулярном движению очистного забоя

массива, можно определить как среднеарифметическое фактиче-ски измеренных горизонтальных сдвижений левого и правого бортов.

На момент первого наблюдения съемочные точки имели го-ризонтальные смещения в сторону приближающегося очистного забоя (на рис. 5 они обозначены знаком “-”). Их максимальная величина составила 26 мм. После прохода забоя 128-й лавы под штреком величины горизонтальных сдвижений изменили знак на противоположный. Максимальные величины ξ║ (360 мм) зафик-сированы по правому борту выработки над выработанным про-странством. По мере удаления от границ 128-й лавы их значения постепенно снижаются и на расстоянии 65-70 м от 128-го сборно-го штрека величины ξ║ равны нулю. При этом смещения точек левого борта также имеют положительные значения, но меньшие по величине (ξ║=120 мм). Таким образом, горизонтальное пере-мещение точек, обусловленное сдвижением подрабатываемого массива, составило ξ║=360-120=240 мм. Такая


138

Рис. 5. Горизонтальные смещения съемочных точек в направлении,

параллельном движению очистного забоя

же величина горизонтальных сдвижений зафиксирована на зем-ной поверхности после прохода 124-й лавы в тех же горно-геологических условиях [2]. Это свидетельствует о том, что гори-зонтальные сдвижения на удалении 80-330 м в кровлю разраба-тываемого пласта имеют постоянную величину.

Выводы и направления дальнейших исследований. В ре-зультате экспериментальных исследований процесса сдвижения подрабатываемого массива установлено, что горизонтальные сдвижения в направлении, перпендикулярном движению очист-ного забоя, равномерно распределяются в пределах подработан-ной толщи, линейно увеличиваясь с приближением к земной по-верхности. При этом горизонтальные сдвижения в направлении, параллельном движению очистного забоя, на высоте 80-ти м в кровлю разрабатываемого пласта (70 вынимаемых мощностей) имеют постоянную величину вплоть до земной поверхности. В


139

дальнейшем интерес представляет совместный анализ сдвижений земной поверхности и подрабатываемого массива.

Список литературы 1. Ларченко В.Г. Механизм сдвижения толщи горных пород над

движущимся очистным забоем / В.Г. Ларченко // Изв. вузов. Горный жур-нал. – 1979. – № 7. – С. 22-26.

2. Кучин А.С. Сдвижение земной поверхности в плоском дне мульды сдвижения / А.С. Кучин // Матеріали міжнар. конф. «Форум гірників - 2011», 22-25 жовтня 2011 р. Шляхи розвитку маркшейдерсько-геодезичних робіт. – Д.: НГУ. – 2011. – С.261-267.

Стаття надійшла до редакції 19.10.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук Ю.Ф. Кренідою

О. О. Сдвижкова, О. С. Кучин, С.Ф. Леонов Державний ВНЗ «Національний гірничий університет» ЗРУШЕННЯ МАСИВУ СЛАБОМЕТАМОРФІЗОВАНИХ ГІРСЬКИХ ПОРІД В ЗАХІДНОМУ ДОНБАСІ.

Наведені результати інструментальних спостережень за зрушенням масиву гірських порід в Західному Донбасі. Спостереження виконані з ме-тою встановлення вертикальних і горизонтальних зрушень над рухомим очисним вибоєм, отримані та проаналізовані їх величини.

Ключові слова: підроблюваний масив, спостереження, вертикальні та горизонтальні зрушення, підробка, репер.

E. A. Sdvigkova, A. S. Kuchin, S. F. Leonov State Higher Educational Institution “National Mining University” WEAK ROCK MASS DISPLACEMENT IN WESTERN DONBASS.

The paper presents the results of tool observations of rock mass displace-ment in Western Donbass. The observations were aimed at defining vertical and horizontal shifts above an advancing face and their values were estimated.

Key words: earth’s surface, rock mass, coal seam, vertical and horizontal shifts, working face.


140

УДК 622.831 Е.В. Бабенко (канд. техн. наук), И.В. Назимко (канд. техн. наук)

Украинский государственный научно-исследовательский и про-ектно-конструкторский институт горной геологии, геомеханики и

маркшейдерского дела, г. Донецк [email protected]

ОСОБЕННОСТИ РАЗВИТИЯ ЗОНЫ ЗАПРЕДЕЛЬНОГО СОСТОЯНИЯ ПОДРАБОТАННОЙ ТОЛЩИ ВО ВРЕМЕНИ

Установлена новая закономерность сдвижений земной поверхности, которая состоит в опережающем разрушении земной поверхности и нано-сов до того, как приблизится фронт разрушений со стороны выработанного пространства, а также скачкообразное слияние этих зон на завершающей стадии сдвижений подработанного массива.

Ключевые слова: сдвижение массива горных пород, динамика. Введение. Отработка месторождений полезных ископаемых

сопровождается развитием разрушений в подработанном массиве горных пород. Процесс развития разрушений является достаточ-но сложным и на сегодняшний день изучен не полностью. Доста-точно детально установлены параметры зон сдвижений над длинными очистными забоями при разработке угольных место-рождений [1-3], камерами, отрабатываемыми с выпуском руды. Основные параметры зон сдвижений подработанной толщи дос-таточно хорошо изучены в статике, когда процесс сдвижений в основном завершился, а подработанная толща пришла в равнове-сие.

Развитие зон сдвижений на динамической стадии деформи-рования подработанной толщи исследовано меньше. Главное внимание в работах, посвященных динамическим сдвижениям подрабатываемого массива уделено с точки зрения изучения па-раметров мульды сдвижений на земной поверхности [4-6]. При этом исследованы в основном геометрические параметры муль-ды. Вместе с тем параметры зоны сдвижений в подработанной толще являются следствием процессов деформирования и разру-шения вмещающих пород. Поэтому изучение указанных процес-сов дает возможность понять первопричину всех сдвижений и

© Бабенко Е.В., Назимко И.В., 2012


141

позволяет более достоверно установить зависящие от геомехани-ческих процессов параметры.

Динамику сдвижений подработанной толщи последнее вре-мя исследуют в основном с помощью мониторинга сейсмических событий техногенной природы, которые наведены очистными работами быстро движущихся очистных забоев [7-9]. Указанным методом получены новые важные закономерности динамики процесса обрушения кровли, которые подтвердили ранее уста-новленные закономерности периодического зависания и обруше-ния основной кровли позади движущегося очистного забоя и уточнили параметры сдвижений впереди лавы. Доказано, что процесс разрушения кровли пласта может возникать далеко впе-реди движущейся лавы.

Несмотря на особую ценность полученных результатов, ос-тается ряд неисследованных сторон сложного процесса сдвиже-ния подработанной толщи относительно пространственно-временного перераспределения запредельных зон. Дело в том, что снять экспериментально огромный массив данных во време-ни и пространстве пока довольно сложно и главное дорого. В связи с этим эффективным инструментом исследования процес-сов развития зон сдвижений в трехмерном пространстве и време-ни остается численное моделирование, которое использовалось в данной работе.

Выбор модели и метода моделирования. Для моделирова-ния процесса сдвижений подработанной толщи горных пород ис-пользовался метод конечных разностей, который обладает из-вестными преимуществами перед другими численными метода-ми, так как органично учитывает три координаты трехмерного пространства и время как равноправные аргументы, по которым вычисляются производные при решении системы дифференци-альных уравнений, которые описывают динамику сдвижений в форме второго закона Ньютона и зависимостей между напряже-ниями и деформациями, а также предельное состояние горной породы. [9-11].


142

Основные дифференциальные уравнения движения массива горных пород записываются в следующем виде

где σi,j – нормальные и касательные напряжения, действующие в массиве горных пород, Па;

xi - координаты декартовой системы, м; ρ – плотность горных пород, кг/м3: bi – удельные силы, развивающиеся в массиве горных по-

род, и приводимые к единице его массы Н/кг; vi- скорость движения элементарных объемов массива гор-

ных пород, м/сек; t - время, сек. Если правая часть равна нулю (с точностью до погрешности

численных вычислений), наступает статическое равновесие мас-сива горных пород. В противном случае породы находятся в со-стоянии активных сдвижений, что сопровождается конечной ско-ростью смещений на контуре выработки и в выработанном про-странстве. Как показали инструментальные наблюдения, величи-на скорости изменяется в пределах от 3 мм/сут до 72 мм/сут.

Система дифференциальных уравнений решается числен-ным методом конечных разностей. При решении системы диффе-ренциальных уравнений используется современная модель проч-ности горных пород, основанная на теории Кулона-Мора. При этом учитывается процесс дилатансии пород после разрушения и зависимость величины разуплотнения от среднего уровня сжатия. Это дает возможность реалистично моделировать процесс нели-нейного деформирования вмещающих пород, включая участок запредельного деформирования и разуплотнение породы.

В качестве модели для расчета динамики процесса сдвиже-ний подработанной толщи использовался участок массива гор-ных пород, подрабатываемый одиночной лавой.

Решение выполнялось для горизонтального залегания пла-ста, что позволило уменьшить размеры расчетной области и ко-

dtdvb

xi

ii

ji

,


143

личество зон, на которые она разбита. При этом использована по-ловина расчетной области с учетом симметрии задачи относи-тельно линии подвигания лавы (рис. 1). Направление движения лавы показано стрелкой. Контуры расчетной области показаны штрихпунктирной линией. Условно линию подвигания очистного забоя считаем совпадающей с линией простирания пласта, а ли-нию очистного забоя совпадающей с линией падения.

На рис. 2 показана расчетная область в трехмерном изобра-жении. Длина лавы принята равной 240 м. Лава совершает пять подвиганий по 40 м. Каждое подвигание осуществляется за 6 су-ток. Это означает, что моделировалась скорость подвигания лавы, равная 200 м/мес. Приращение подвигания лавы, равное

40 м согласуется с шагом обрушения основной кровли, что по-зволяет уловить этот важный процесс сдвижений. Управление кровлей осуществлялось путем ее полного обрушения.

Вынимаемая мощность угольного пласта составляла 2,0-2,3 м. Границы расчетной области выбирались на расстоянии от вы-работанного пространства действующей лавы с учетом того, что-бы на земной поверхности размещалась вся мульда сдвижений (точнее ее правая по ходу лавы половина). Эти условия проверя-лись по углам сдвижений (см. штрихпунктирные линии на рис. 2). Расстояние от монтажной камеры до передней границы рас-четной области составляет 200 м, от конвейерного штрека до бо-

Рис. 1. План горных выработок


144

ковой границы 120 м (длина лавы равна 240 м). Такие расстояния с запасом превышают размеры зон опорного давления, которые на глубине залегания пласта, равной 480 м не превышают 50 м. Расстояние от почвы отрабатываемого пласта до нижней границы расчетной области принято равным 200 м, что превышает глуби-ну зоны разгрузки. Таким образом, выбранные размеры области полных сдвижений удовлетворяют охват всех характерных зон влияния лавы на массив горных пород и земную поверхность.

Пласт залегает в осадочных породах песчано-глинистого со-става, характерного для Донецко-Макеевского или Красноармей-ского угледобывающих районов. В таблице 1 приведены физико-механические свойства пород с учетом их прочности и запре-дельного деформирования.

Ось X ориентирована вдоль линии падения, Y – совпадает с направлением простирания и движения лавы, ось Z ориентирова-на против направления силы тяжести.

На рис. 3 показана сетка разбивки расчетной области на зо-ны для численного решения дифференциального уравнения.

Таблица 1

Деформационные и прочностные свойства вмещающих пород

Группа пород

Модуль упруго-сти, ГПа

Мо-дуль сдвига, ГПа

Угол внут-реннего трения, град

Сцепле-ние, МПа

Предел прочности на растя-жение, МПа

Угол дила-тансии, град

Почва 15,33 10,2 30 5 2 8 Угольный пласт

5,6 3,9 34 0,3 1 8

Породы в кровле

8,7 6,0 28 2 1,5 5

Наносы 0,5 0,34 18 0,2 0,4 4


145

В области ожидаемых максимальных градиентов напряже-ний и деформаций массива горных пород выполнены сгущения сетки для обеспечения одинаковой точности расчетов. Стрелкой показано направление движения лавы. Вся расчетная область разбита на 6340 разностных зон. Такая степень разбивки опреде-лена как рациональная с учетом двух противоположных целей: обеспечения удовлетворительной точности решения и необходи-мости многократного повторения решения для моделирования подвигания очистного забоя. Следует иметь в виду, что на каж-дом подвигании очистного забоя задача решается с учетом теку-щего напряженного состояния как начального каждый раз заново.

Рис. 2. Вид расчетной области в аксонометрии

200

120

200

480


146

С учетом того, что необходимо моделировать процессы разруше-ния пород и их необратимых сдвижений, затрачивается десятки

тысяч циклов, а для общего решения задачи необходимо выпол-нить сотни тысяч циклов пересчета напряжений и деформаций.

Для нахождения областей предельного состояния необхо-димы дополнительно значения пределов прочности на одноосное сжатие. Для пород почвы, пласта, кровли и наносов соответст-вующие пределы приняты равными 50, 15, 40 и 10 МПа.

Граничные условия, принятые при математическом модели-ровании приведены на рис. 4. Массив пригружен собственным весом, на боковых гранях расчетной области запрещены переме-щения по нормали к соответствующим граням, а точки дна рас-четной области закреплены в вдоль силы тяжести. На плоскости

Рис. 3. Фрагмент расчетной области с недельным подвиганием лавы


147

симметрии запрещены кроме этого угловые деформации модели относительно оси Y. Проверка достоверности модели и метода решения задачи выполнена ранее и описана отдельно одним из соавторов данной статьи [13].

Анализ результатов моделирования. По мере отхода лавы

от монтажной камеры в процесс сдвижений вовлекаются слои, расположенные выше от непосредственной кровли отрабатывае-мого пласта.

На рис. 5 показано состояние области запредельного со-стояния в окрестности выработанного пространства лавы на за-вершающей стадии процесса активных сдвижений подработан-ной толщи. В непосредственной почве отработанного пласта

Рис. 4. Расчетная схема

X

Y

z

1

2

3

4

5


148

фиксируется зона разрушенных пород 1. Породы перешли в за-предельное состояние под действием сдвига с растяжением, дей-ствовавших со стороны монтажной камеры и растяжения со сто-роны движущейся лавы. Отметим, что в запредельное состояние переходит только тонкий слой почвы толщиною 5-10 м. Нижеле-жащие породы почвы деформируются упруго, что совпадает с известными представлениями об упругом восстановлении пород наработанного массива.

Над центром выработанного пространства на высоту до ос-новной кровли породы разрушаются под действием сдвига, ко-торый происходит в настоящий момент и сдвига и растяжения, которые произошли ранее. Большая часть подработанной толщи как в пределах выработанного пространства, так и над краевыми частями пласта разрушаются в результате действия касательных напряжений. Это естественно, поскольку указанные области пе-реходят по мере движения лавы через зоны максимальных каса-тельных напряжений.

В верхней части зоны полных сдвижений массив разрушает-ся от комбинированного действия сдвига и растяжений, произо-шедших в прошлом. Растяжения обусловлены оседанием подра-ботанной толщи и ее отрывом от вышележащего массива.

Между подработанным массивом и наносами имеется ус-тойчивая область пород, которая сохранила целостность. Это важная закономерность, поскольку она свидетельствует о том, что процесс перехода пород подработанной толщи в запредель-ное состояние не распространяется непрерывно, а развивается в отдельных областях, между которыми может временно оставать-ся ненарушенный участок массива. В такой ненарушенной облас-ти действует повышенный уровень горизонтального сжатия, ко-торое и содействовало сохранению допредельного состояния. Земная поверхность в пределах мульды сдвижений разрушена в основном от действия сдвига. Эти предельные сдвиги регистри-руются на земной поверхности в виде наклонов, кривизны и скашивания. На двух локальных участках, расположенных над краевыми частями выработанного пространства разрушения про-изошли от растяжения. Это закономерно, поскольку именно в


149

этих местах согласно существующим представлениям о схеме сдвижений должны происходить максимальные растяжения зем-ной поверхности в горизонтальном направлении.

Рис. 6 показывает области активизации только с наружной стороны модели. Вместе с тем представляет значительный инте-рес изучение динамики развития процесса сдвижений. В связи с этим на следующих рисунках показаны состояния областей, пе-решедших в активную стадию сдвижений на различных стадиях. Так на рисунке 6 показано начало активизации ранее обрушенной толщи. Как известно, эта высота равна 6-8 кратной мощности от-работанного пласта.

Видно, что при этом в активизацию сдвижений толщи во-влекается слой обрушенных пород. При этом начинается активи-зация со стороны почвы отработанного пласта и расширяется в плоскости его выработанного пространства. Именно в этом месте коэффициент разуплотнения имеет наибольшую величину, рав-ную 1,15-1,2.

По мере развития области запредельного состояния в акти-визацию сдвижений вовлекаются породы в зоне шарнирно-блоковых перемещений. На рис. 7 показано два вида области ак-тивизации сдвижений, специально для того, чтобы показать, что опережающий рост активизации сдвижений вверх в направлении к земной поверхности наблюдается по кромке фронта области ак-тивизации. Это хорошо согласуется со схемой сдвижений толщи над длинным очистным забоем. Именно в этой области возника-ют зоны максимальных изгибов слове с возможным расслоением и образованием разрывов сплошности.

На рис. 8 видно, что область активизации сдвижений начи-нает формироваться на земной поверхности задолго до того, как фронт активизации сдвижений подошел снизу, со стороны выра-ботанного пространства. Это явление зарегистрировано впервые и заслуживает особого внимания и отдельного изучения.

На рис. 9 видно, что зона активизации сдвижений земной поверхности формируется в первую очередь по границе мульды сдвижений. Это закономерно, поскольку именно на этих участках имеет место максимальное растяжение, изгиб и скашивание на-


150

носов и земной поверхности. Таким образом, опережение фронта активизации сдвижений подработанной толщи по границе муль-ды сдвижений объясняется тем, что именно в пределах этой по-добласти породы и наносы находятся в состоянии, наиболее близком к предельному.

На завершающей стадии сдвижений области запредельного состояния в области наносов и со стороны отработанного про-странства объединяются скачкообразным встречным движением. Одновременно происходит развитие разрушений в области нано-сов по всей площади мульды сдвижений (рис. 10).

1

2

3

3 4

5

6

Рис. 5. Характер разрушения толщи и земной поверхности при от-ходе лавы на 160 м


151

Характерно, что в подавляющем объеме области активиза-

ции сдвижений переход пород в запредельное состояние наблю-дается главным образом из-за предельных касательных напряже-ний.

Это означает, что процесс сдвижений подработанной толщи протекает неравномерно, причем его темпы увеличиваются при приближении зоны разрушений к земной поверхности за счет скачкообразного встречного движения областей запредельного

Рис. 6. Начало процесса активизации толщи

Рис. 7. Развитие процесса активизации толщи в зоне шарнирно-блоковых оседаний


152

состояния со стороны наносов и со стороны выработанного про-странства.

Рис. 8. Выход активизации на земную поверхность

Рис. 9. Развитие области запредельного состояния в наносах


153

Таким образом, установлена многостадийность развития об-

ласти активизации сдвижений подработанной толщи горных по-род, и неравномерность роста в трехмерном пространстве. Это определяется комплексом сложных геомеханических процессов, параметрами характерных зон области сдвижений, а также пре-дельным состоянием.

Установленная закономерность опережающего разрушения наносов вблизи земной поверхности до того, как снизу подошел фронт разрушений в подработанной толще коренных пород и скачкообразное слияние этих зон на завершающей стадии сдви-жений нуждается в экспериментальном подтверждении. Решение этой задачи является предметом дальнейших исследований.

Список литературы 1. Правила подработки зданий, сооружений и природных объектов

при добыче угля подземным способом: отраслевой стандарт. – К.: Мінпаливенерго України, 2004. – 127 с.

Рис. 10. Активизация сдвижений подработанного массива на стадии за-тухания


154

2. Doney E.D. Subsidence Prediction in Illinois Coal Basin / Doney E.D., Peng S.S. and Luo Y. // 10th International Conference on Ground Control in Mining. – Р. 212-219.

3. Bialek J. Influence of working direction shape of subsidence trough in view of geodesic observation and numerical modeling / Bialek J. and Mielimaka R. // ISM 12th International Congress. – Р. 32-37.

4. Петрук Е.Г. Исследование деформаций земной поверхности в мульде сдвижения по времени / Е.Г. Петрук // Изв. вузов. Горный журнал. – 1969. – № 1. – С. 40-43.

5. Назаренко В.О. Закономерности расположения максимальных оседаний земной поверхности в мульде сдвижения / В.О. Назаренко, Н.В. Йощенко, Е.В. Стельмащук // Науковий вісник НГУ – 2006. – №10. – С. 8-12.

6. Стельмащук Е.В. Пространственно-временное моделирование мульды сдвижения при ее формировании / Е.В. Стельмащук, В.А. Наза-ренко // Геотехнічна механіка: межвід. зб. наук. праць; Ін-т геотехнічної механіки ім. М.С. Полякова НАН України. – 2007. – Вип. 72. – С. 25-31.

7. Chavan A.S. Prediction of area instability from mining induced seis-micity / A.S. Chavan, N.M. Raju // Rock mechanics Proceedings of the 35th U.S. Symposium. – Rotterdam: A.A. Balkema Publisher, 1995. – P. 533-538.

8. Van Aswegen G. Towards best practice for routine seismic hazard as-sessment in mines / Van Aswegen G. // 30th International Conference of Safety in Mines Research Institutes, South African Institute of Mining and Metallurgy. – 2003. – P. 121-138.

9. Dubinski J. Influence of the mining tremor source radiation directivity on the distribution of the seismic interactions with surface / Dubinski J., Lurka A., Stec K. // 20th world mining Congress. – Tehran, 2005. – P. 889-894.

10. Cundall P. A Microcomputer Program for Modeling Large-Strain Plasticity Problems, in Numerical Methods in Geomechanics / Cundall P. and M. Board // Proceedings of the 6th International Conference, Innsbruck, Austria, April 1988. – G. Swoboda; Ed. Rotterdam: Balkema, 1988. – Р. 2101-2108.

11. Abazovic E.A Practice Oriented Modified Linear Elastic Constitutive Model for Fire Loads and Its Application in Tunnel Construction," in Numerical Modeling in Geomechanics / Abazovic E. and A. Amon // Proceedings of the 3rd International Symposium, Sudbury, Ontario, Canada, October 2003. – Eds. Lisse: Balkema, 2003. – Р. 313-319.

12. Cundall P.A. A discrete numerical model for granular assemblies / Cundall P.A. Strack O.D.L. // Geotechnique, 29. – №1. – P. 47-65.

13. Бабенко Е.В. Настройка модели для моделирования сейсмиче-ских событий техногенной природы / Е.В. Бабенко // Проблеми гірського тиску. – 2009. – Вип. 17. – С. 66-93.


155

Стаття надійшла до редакції 14.09.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук В.Г. Ільюшенко

О.В. Бабенко, І.В. Назимко Український державний науково-дослідний і проектно-конструкторський інститут гірничої геології, геомеханіки і маркшейдерської справи, м. Донецк ОСОБЛИВОСТІ РОЗВИТКУ ЗОНИ ПОЗАМЕЖНОГО СТАНУ ПІДРОБЛЕНОЇ ТОВЩІ У ЧАСІ

Встановлено нову закономірність зрушень земної поверхні, що поля-гає у випереджальному руйнуванні земної поверхні та наносів до того, як наблизився фронт руйнування з боку виробленого простору, а також стри-бкоподібне злиття цих зон на завершальній стадії зрушень підробленого масиву.

Ключові слова: зрушення масиву гірських порід, динаміка.

Ye.V. Babenko, I.V. Nazimko Ukrainian State Research and Design Institute of Mining Geology, Geomechanics and Mine Surveying, Donetsk PECULIARITIES OF TEMPORAL DEVELOPMENT OF UNDERWORKED ROCK MASS MARGINAL STATE ZONES

We investigated the behavior of a rock mass undermined by a longwall face. Fast Lagrangian procedure was used to simulate the process of ground sub-sidence and destruction. Zones involved in the destruction process were identi-fied and 3D-plotted. Computer simulation demonstrated that the process of sur-face destruction begins before the moment when the undermined rock mass has completely passed into inelastic state.

Keywords: rock mass displacement, dynamics, longwall mining.


156

УДК 622.831.24 А.Е. Кольчик (асп.),

В.Н. Ревва (д-р техн. наук, проф.) Институт физики горных процессов НАН Украины, г. Донецк

Е.И. Кольчик (д-р техн. наук, проф.) Донецкий национальный технический университет

ОСОБЕННОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ ПОРОДНОЙ КОНСОЛИ НАД ВЫРАБОТАННЫМ ПРОСТРАНСТВОМ

ПОЛОГИХ УГОЛЬНЫХ ПЛАСТОВ В статье приведены результаты наблюдений за смещениями земной

поверхности при ее подработке. Установлено, что впереди створа движу-щейся лавы при наличии в подрабатываемом массиве мощных и прочных породных слоев возможно поднятие земной поверхности.

На величину поднятия земной поверхности оказывают влияние ско-рость подвигания лавы, длина породной консоли, прочность и мощность породного слоя. Длина породной консоли в основном зависит от величины эффективной поверхностной энергии и скорости увеличения растягиваю-щих напряжений в верхней части породного слоя. Изменением скорости подвигания лавы можно регулировать характер поднятия земной поверх-ности.

Подземная разработка угольных пластов является источни-ком техногенных преобразований в горном массиве, приводит к необратимым изменениям напряженно-деформированного со-стояния (НДС) массива и деформациям земной поверхности. За-кономерности изменения отдельных составляющих поля напря-жений и величин деформаций в подрабатываемой породной тол-ще непосредственно зависят как от горнотехнических факторов – параметров технологии добычи полезного ископаемого, так и горно-геологических условий ведения очистных работ [1].

Проблемной точкой для горняков на протяжении несколь-ких десятилетий оставались труднообрушаемые кровли у разра-батываемых угольных пластов. Очень часто действовавшие на призабойную крепь нагрузки превышали ее несущую способ-ность, что приводило к авариям, для предотвращения которых применялись различные способы сокращения длины зависающей над выработанным пространством консоли труднообрушаемой

© Кольчик А.Е., Ревва В.Н., Кольчик Е.И., 2012


157

кровли, как то торпедирование пород кровли, использование по-садочной крепи и т.д. Однако достигнутый уровень развития гор-нодобывающей техники принципиально решил эту проблему и снял актуальность задачи контроля объемов зависающих над вы-работанным пространством породных слоев. Однако, установ-ленные авторами закономерности деформирования труднообру-шающихся породных слоев, а также разработанные на их основе способы управления состоянием горного массива в значительной мере актуализируют необходимость прогноза и постоянного кон-троля за таким параметром, как длина породной консоли [1, 2, 3].

Прогиб труднообрушаемой кровли разрабатываемого угольного пласта был отмечен еще в 1894 году Шульцем. Автор ограничился рассмотрением упругого прогиба, уподобив пород-ный пласт балке, равномерно нагружаемой и заделанной по кон-цам, и применив простейшие расчетные приемы сопротивления материалов. Однако применение формул сопротивления мате-риалов к расчетам, подобным указанному, не дает результатов, подтверждаемых экспериментально. Это объясняется неоднород-ностью горных пород. В дальнейшем задачу о защемленном над очистным забоем жестком породном слое рассматривали многие (Слесарев В.Д., Давидянц В.Т., Кузнецов Г.А., Авершин С.Г. и др.).

С целью установить экспериментальные зависимости фор-мирования породной консоли над выработанным пространством на шахтоуправлении «Покровское», разрабатывающем пласт d4, в кровле которого залегает прочный песчаник мощностью, дости-гающей на отдельных участках 40 м, были проведены натурные наблюдения за величиной шага обрушения данного породного слоя и выполнен анализ влияющих факторов.

Установлено, что на длину зависающей породной консоли оказывает непосредственное влияние мощность породного слоя и скорость подвигания лавы. Так, при прочности на одноосное сжатие песчаника 90 – 105 МПа с изменением его мощности с 5 до 20 м длина консоли увеличивается в 3,8 – 3,9 раз (рис. 1).


158

Рис. 1. Изменение длины консоли песчаника от его мощности 1, 2, 3, 4, 5 – скорость подвигания лавы соответственно равна 1, 2, 4, 6, 8 м/сут.

При этом, продолжительность формирования предельной длины консоли зависит от мощности породного слоя и может быть определена по формуле

Мt 47,0фк , сут, (1)

где tфк – продолжительность формирования предельной длины

консоли, сут.; М – мощность слоя песчаника, м. Очевидно, что предельная длина породной консоли зависит

от трещиностойкости породного слоя. Трещиностойкость пород-ного слоя характеризуется величиной эффективной поверхност-ной энергии (ЭПЭ), которая интегрально учитывает все механиз-мы разрушения.

Образование трещины в породном слое и дальнейшее его разрушение происходит при превышении величины, возникаю-щей в нем энергии (Епм) над величиной энергии, достаточной для

Lк, м

М, м

1

2

3

4

5


159

образования новой поверхности (Етр), т.е. когда выполняется ус-ловие Епм > Етр.

ЭПЭ песчаника, залегающего в кровле пласта d4 шахто-управления “Покровское», определяется по [4] и находится в пределах 12…125 Н/м.

С учетом ЭПЭ длина зависающей консоли перед обрушени-ем может быть определена по формуле

y

Л

m

НtVM

L фкk , м, (2)

где γ – эффективная поверхностная энергия, Н/м;

Vл – скорость подвигания лавы, м/сут; σу – предел прочности угля на одноосное сжатие, Н/м2; Н – глубина разработки, м; m – мощность разрабатываемого пласта, м. При увеличении длины консоли в породном слое происхо-

дит увеличение растягивающих напряжений, реализуется отрыв-ной механизм разрушения и консоль обрушается.

Ранее установлено, что скорость увеличения растягивающих напряжений при достижении консоли критических размеров за-висит от скорости подвигания очистного забоя, предела прочно-сти пород на растяжение и мощности породного слоя, от которой зависит расстояние ∆ между точками в верхней части породного слоя с напряжениями σр = 0 и σmax [2]. Зависимость скорости при-роста растягивающих напряжений описывается уравнением

maxpочVV

, Н / (м2 час.), (3)

где Vоч – скорость подвигания очистного забоя, м/час; σр max – максимальная величина растягивающих напряжений,

Н/м2;


160

∆ - растягивание в верхней части породного слоя между точ-ками с напряжениями σр = 0 и σmax, м.

Тогда предельная длина породной консоли с учетом эффек-тивной поверхностной энергии и скорости прироста растягиваю-щих напряжений может быть определена по формуле

88,0

16,0

HV

VL Лk

, м, (4)

где γ – величина эффективной поверхностной энергии, Н/м;

Vσ – скорость прироста растягивающих напряжений в пород-ном слое, Н/м2 час.

Используя установленные закономерности формирования предельной длины породной консоли можно вести прогноз пе-риодичности ее обрушения, а также управлять величиной пород-ной консоли скоростью подвигания очистного забоя. Необходи-мость подобного управления возникает из-за возможности фор-мирования разгруженной зоны в разрабатываемом угольном пла-сте впереди зоны временного опорного давления, а также подня-тия земной поверхности над данной зоной. Так, на шахтоуправ-лении «Покровское» отмечено увеличение сечения высоты штре-ков, закрепленных рамной крепью на 2-5 см, в зависимости от скорости подвигания лавы и на 8-12 см – при рамно-анкерном креплении [5], а также поднятие земной поверхности до 12 см. При этом также установлено, что величина поднятия участка земной поверхности зависит от длины породной консоли [5]:

7,2196,0 kLU , см, (5)


161

Рис. 2. Изменение величины поднятия земной поверхности от длины

породной консоли

Наличие указанной зоны разгрузки позволяет разрабатывать и выполнять мероприятия по управлению состоянием горного массива, по эффективной дегазации разрабатываемого угольного пласта [3], а установленные закономерности поднятия участка земной поверхности, находящиеся над разгруженной частью угольного пласта, позволяют путем управления длиной консоли регулировкой скорости подвигания очистных забоев предотвра-щать вредное влияние данного процесса на поверхностные про-мышленные и жилые объекты.

Список литературы 1. Смещения земной поверхности при наличии мощных породных

слоев в подрабатываемом массиве / Кольчик Е.И., Ревва В.Н. , Кольчик А.Е. [и др.] // Вісті Донецького гірничого інституту. – 2008. - № 1. – С. 173 – 177.

2. Трещинообразование в породной консоли при больших скоростях подвигания лав / Кольчик Е.И., Ревва В.Н., Кольчик И.Е. // Вісті Донецько-го гірничого інституту. – 2008. - № 1. – С. 219 – 224.

3. Спосіб дегазації вугільного пласта: патент № 94174 Україна: МПК (2011.01) Е 21 F 5/00 / Кольчик Є.І., Волошина Н.І., Кучерук І.П., Коль-

Lк, м

U, см


162

чик А.Є.; заявник і власник патенту Інститут фізики гірничих процесів НАН України. – заявл. 11.01.10; опубл. 25.06.10, Бюл.№12.

4. Методические указания по определению эффективной поверхно-стной энергии горных пород. – Донецк: ИФГП НАНУ, 2009. – 20 с.

5. Влияния подземной разработки угольных пластов на смещения земной поверхности / Е.И. Кольчик, В.Н. Ревва, И.Е. Кольчик, К.К. Софийский, А.Е. Кольчик // Геотехническая механика, ИГТН. – 2008. – №74. – С.118 – 130.

Стаття надійшла до редакції 05.11.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук М.М. Касьяном

А.Є. Кольчик Інститут фізики гірничих процесів НАН України

В.Н. Ревва, Є.І. Кольчик Донецький національний технічний університет ОСОБЛИВОСТІ ФОРМУВАННЯ ПОРІДНОЇ КОНСОЛІ НАД ВИРОБЛЕНИМ ПРОСТОРОМ ПОЛОГИХ ВУГІЛЬНИХ ПЛАСТІВ

У статті наведені результати спостережень за зміщеннями земної по-верхні при її підробці. Встановлено, що попереду створу лави, що рухаєть-ся, при наявності в масиві, що підробляється, потужних і міцних породних шарів можливе підняття земної поверхні.

На величину підняття земної поверхні чинять вплив швидкість посу-вання лави, довжина породної консолі, міцність і потужність породного шару. Довжина породної консолі в основному залежить від величини ефе-ктивної поверхневої енергії і швидкості збільшення розтягувальних на-пружень в верхній частині породного шару. Зміною швидкості посування лави можна регулювати характер підняття земної поверхні.

A.Ye. Kolchik Institute of Physics of Mining Processes NAS of Ukraine

V.N. Revva, Ye.I. Kolchik Donetsk National Technical University PECULIARITIES OF ROCK CONSOLE FORMATION ABOVE THE OPEN AREA OF FLAT COAL SEAMS

The paper provides the results of studying the earth surface displacement in the process of underworking.


163

We found out that the presence of thick and strong rock layers in the un-derworked rock mass can lead to the earth surface elevation ahead of the moving face alignment.

The degree of the earth surface elevation is influenced by the speed of face advancing, the length of a rock console, strength and thickness of a rock layer.

The length of a rock console is mainly dependent on the amount of effec-tive surface energy and the speed of tension stress increase in the upper part of a rock layer.

The nature of the earth surface elevation can be influenced by changing the speed of face advancing.


164

УДК 622.1:622.83 Н.А. Бугаёва (ассист.)


ИССЛЕДОВАНИЕ ВАРИАЦИИ МЕСТОПОЛОЖЕНИЯ ГРАНИЦЫ МУЛЬДЫ СДВИЖЕНИЯ

Выполнен анализ экспериментально полученных данных натурных наблюдений за сдвижением земной поверхности в широком диапазоне горно-геологических условий. Установлено несоответствие фактических сдвижений и деформаций земной поверхности и границы мульды сдвиже-ния с расчетными значениями деформаций и границей мульды. Построены гистограммы разброса положения границ мульды сдвижений. Определен закон распределения гистограммы отклонений границы мульды и получе-но среднеквадратическое отклонение границы мульды сдвижения. Выпол-нена проверка влияния глубины разработки на отклонение границы факти-ческой мульды сдвижения от расчетной. Получено распределение разброса граничных углов при различных длинах полумульд.

Ключевые слова: натурные наблюдения, сдвижения и деформации земной поверхности, границы мульды сдвижения, закон распределения, среднеквадратическое отклонение.

Увеличение спроса на высокоэнергетические виды топлива в Украине обуславливает интенсивную отработку угольных пла-стов Донбасса. Очистные работы на угольных шахтах и рудниках сопровождаются сдвижениями массива горных пород и земной поверхности, которые проявляются в различной форме (мульды оседаний, провалы вокруг погашенных стволов, оползни склонов и т.д.) и наносят вред окружающей среде, а также влекут за собой большие экономические потери. В связи с этим постоянно возни-кает необходимость прогноза оседаний и деформаций земной по-верхности, а также определения границ зон влияния очистных работ.

На сегодняшний день основным нормативным документом для расчета ожидаемых сдвижений и деформаций земной по-верхности, являются «Правила подработки…» [1]. Однако экспе-риментально многочисленными натурными наблюдениями уста-новлено, что реальная граница мульды сдвижения в подавляю-щем большинстве случаев не совпадает с её расчетным положе-

© Бугаёва Н.А., 2012


165

нием. Этот факт является физическим следствием стохастической природы процесса сдвижения.

Стохастическая природа этого процесса обусловлена слу-чайной вариацией геометрических факторов, погрешностями ин-струментальных наблюдений, физико-механических свойств и другими менее значимыми факторами.

Неопределенность геометрической группы факторов обу-словлена вариацией вынимаемой мощности пласта, размеров вы-работанного пространства, угла падения пород, определяющий угловые параметры процесса сдвижения и характер распределе-ния деформаций в мульде, рельефа местности, глубины горных работ и др. Исследования показали, что отдельная вариация мощности слоев коренных пород и наносов дает разброс оседа-ний и деформаций земной поверхности, который не превышает 3-5%. Даже при самых экстремальных искусственно подобранных сочетаниях геометрических факторов разброс оседаний и дефор-маций земной поверхности не превысил 17%.

Вклад в вариацию величин сдвижений и деформаций земной поверхности вносят погрешности инструментальных наблюдений и устойчивость реперов наблюдательной станции. Однако, на-пример, средняя квадратическая ошибка измерения превышений составляет 5,0 мм на 1 км двойного хода, что несущественно по сравнению с общим разбросом сдвижений. Так при максималь-ной величине оседаний в центре мульды 1,5 м их разброс может достигать 500 мм с вероятностью 90%.

На вариацию механических показателей массива горных по-род в первую очередь влияют прочность пород на сжатие и рас-тяжение, модуль деформации, коэффициент внутреннего трения, сцепление и т.п.

Установлено [8-10], что основную долю (не менее 80%) на влияние разброса фактических сдвижений земной поверхности, и в частности на разброс границы мульды сдвижения, вносит ва-риация физико-механических свойств. На другие факторы в худ-шем случае относится не более 20%, хотя при реальных сочета-ниях вариаций геометрических и инструментальных факторов доля их участия в разбросе чаще всего находится на уровне 3-5%.


166

В результате анализа инструментальных наблюдений других исследователей [2-7] и компьютерного моделирования, выпол-ненного автором данной статьи [8-10], было отмечено, что на прогнозной границе мульды расчетные сдвижения и деформации равны нулю, а фактические значения сдвижений и деформаций земной поверхности отличаются от нуля. Можно сделать вывод, что расчетная граница мульды не определяется с абсолютной точностью. В связи с этим необходимо провести дополнительные исследования для уточнения доверительного интервала разброса границы мульды сдвижения и закон распределения разброса сдвижений и деформаций в пределах данного интервала.

На рис. 1 представлен график оседаний и положение границ мульды по данным инструментальных наблюдений (кривая 3). Здесь же кривой 1 показан график оседаний по методике расчета правил 1972 г. Из данного рисунка видно, что левая полумульда, построенная по измеренным данным на 29% больше длины по-лумульды рассчитанной по правилам 1972 г. Правая часть факти-ческой мульды на 21% больше рассчитанной по правилам. На данном участке наблюдается также отличие рассчитанной полу-мульды по предлагаемому авторами методу (кривая 2) от расчет-ной по правилам (кривая 1). Измеренная мульда сдвижения больше, чем мульда, полученная по нормативному документу, а мульда, рассчитанная по предложенному авторами способу, на-оборот имеет меньшие размеры.

Рис. 1. Графики измеренных и расчетных оседаний: 1 – рассчитанные по правилам 1972 г.; 2 – рассчитанные

по предлагаемому авторами способу; 3 – измеренные оседания [2]

Н=1

60 м


167

На рис. 2 и 3 показаны распределения оседаний и наклонов, по данным публикации [4]. Авторами данной статьи для опреде-ления оседаний земной поверхности использовался метод InSAR. Подработка производилась на глубине 550 м, мощность рудной залежи 3,5-4,5 м. Из рис. 2 видно, что граница мульды сдвижения имеет форму близкую к кругу и изолинии оседаний не являются эллипсами для данного выработанного пространства. Таким об-разом, фактические оседания отличаются от расчетных.

На рис. 3 проиллюстрировано распределение наклонов. В

данном случае изолинии чаще всего имеют ломаную форму, а в некоторых случаях принимают нерегулярное положение, напри-мер изолинии 0,14 мм/м, 0,22 мм/м, 0,28 мм/м. Граница мульды сдвижения (изолиния 0,06 мм/м) также имеет существенное от-клонение от регулярной гладкой эллипсовидной формы. Это сви-детельствует о закономерности неопределенности положения границы мульды. Авторами [4] в натурных условиях подтвер-ждено, что граница мульды сдвижения устанавливается с опреде-ленной погрешностью.

Для достоверности результатов были выполнены исследо-вания результатов других авторов [2, 5-7]. На рисунках приведе-

Рис. 2. Изолинии оседаний после завершения подработки [4]


168

ны графики оседаний по измеренным данным и рассчитанные по нормативным документам или по принятой авторами методике. На всех рисунках измеренные оседания отличаются от расчет-ных, а также в большинстве случаев наблюдается разница между расчетной границей мульды сдвижения и фактической. В ходе анализа для каждого графика были определены расчетные длины полумульд и вычислены отклонения измеренной полумульды от расчетной длины полумульды в процентном содержании. В ре-зультате определено насколько отличается фактическая граница мульды сдвижения (правая и левая) от расчетной мульды. В табл. 1 приведены исходные данные для построения гистограммы рас-пределения разброса положения границ мульд.

Положительный и отрицательный знаки отклонений изме-

ренной мульды от расчетной свидетельствует об отклонении гра-ницы мульды в ту или иною стороны от расчетной.

В итоге построена гистограмма разброса положения границ мульды сдвижений (рис. 4). Оказалось, что гистограмма отклоне-ний фактической границы мульды от расчетной согласуется с

Рис. 3. Изолинии наклонов после завершения подработки [4]


169

нормальным законом распределения согласно критерию Колмо-горова-Смирнова, а среднеквадратическое отклонение при этом составляет 17%. [11].

Таблица 1 Исходные данные для построения гистограмм разброса

границ мульды сдвижения № п/п

Наименование шахты Средняя глу-бина разра-

ботки, м

Длина рас-четной по-лу-мульды,

м

Отклоне-ние измерен-ной

полу-мульды от

расчетной, м

Отклоне-ние измерен-ной

полу-мульды от расчетной,

% 1 «Куйбышевская» п/о «Донецк-

уголь» [7] 160

155 46 -29

2 «Куйбышевская» п/о «Донецк-уголь» [7]

160 155 22 -14

3 «Куйбышевская» п/о «Донецк-уголь» [7]

160 155 33 21

4 им. Горького п/о «Донецкуголь» [7]

620 700 80 11


620 700 65 -9


620 700 161 -33


620 700 42 -6


620 700 77 -11


620 700 140 20


620 700 98 -14


620 700 63 9


620 700 77 -11


620 700 161 33

14 им. газеты «Социалистический Донбасс» п/о «Донецкуголь» [7]

662 760 38 5

15 Американские восточные ка-менноугольные бассейны [5]

800 800 192 24

16 им. Капустина [2] 236 228 19 -8 17 им. Капустина [2] 236 228 19 -8 18 им. Капустина [2] 236 228 19 -8 19 им. Капустина [2] 236 200 58 -29 20 №1 «Центральная» [6] 135 150 10 -7 21 №1 «Центральная» [6] 135 150 5 3 22 №5-6 им. Димитрова [6] 170 186 24 13 23 №5-6 им. Димитрова [6] 170 186 18 10 24 №5-6 им. Димитрова [6] 140 240 14 6

Среднеквадратическое отклонение 17%


170

Аналогичные вычисления были выполнены для результатов

стохастического моделирования [8-10]. В табл. 2 приведена часть исходных данных.

На рис. 5 показана гистограмма разброса границы расчетной мульды сдвижения от границы мульд, полученных в результате стохастического моделирования. Среднеквадратическое отклоне-ние составляет 18,04%.

Для увеличения выборки исходных данных и повышения достоверности была построена гистограмма разброса границы мульды совместно для результатов других исследователей и сто-хастического моделирования (рис. 6).

Среднеквадратическое отклонение местоположения факти-ческой мульды сдвижения от расчетной равно ±17,63% от длины полумульды.

На рис. 7 показан график связи глубины разработки и от-клонений границы полумульды. Из данного графика видно, что показатель тесноты связи составляет 0,021. Глубина разработки

Рис. 4. Распределение разброса положения границы мульды сдвижений

Кол

ичес

тво

изме

рени

й

Интервал, %

-3σ -2σ -1σ 1σ 2σ 3σ


171

угольного пласта несущественно влияет на разброс границы по-лумульды.

Таблица 2

Исходные данные для определения отклонений стохастических границ мульды от расчетных значений

№ п/п

Длина расчетной полумульды, м

Отклонение стохас-тической полумуль-ды от расчетной, м

Отклонение сто-хастической полу-мульды от расчет-

ной, % 1 200 4 2 2 200 52 26 3 200 20 10 4 200 4 2 5 200 32 16 6 200 40 20 7 200 28 14 8 200 4 2 9 200 36 18 10 200 52 26 11 200 4 2 12 200 12 6 13 200 28 14 14 200 60 30 15 200 4 2 16 200 16 8 17 200 4 2 18 200 44 22 19 200 52 26 20 200 60 30 21 200 4 -2 22 200 24 -12 23 200 4 -2 24 200 24 -12 25 200 4 -2 26 200 56 -28 … … … …

Среднеквадратическое отклонение 18,04%


172

Рис. 5. Распределение разброса положения границы мульды сдвижений по результатам моделирования

Кол

ичес

тво

изме

рени

й

Интервал, % -3σ -2σ -1σ 1σ 2σ 3σ

Рис. 6. Распределение разброса положения границы мульды сдвижений совместно по результатам моделирования и других исследователей

Кол

ичес

тво

изме

рени

й

Интервал, % -3σ -2σ -1σ 1σ 2σ 3σ


173

Основываясь на отклонениях измеренной полумульды от

расчетной, были пересчитаны длины полумульд и соответственно граничные углы. По значениям данных граничных углов была построена гистограмма разброса граничных углов при разных длинах полумульд (рис. 8). При этом исходные данные были сле-дующие: глубина разработки 400 м, угол падения 0, длина полу-мульды составляет 200 м, граничный угол =70.

Оказалось, что гистограмма отклонений граничных углов согласуется с нормальным законом распределения согласно кри-терию Колмогорова-Смирнова. Отклонение составляет 14 (20%) в большую сторону и 12 (17%) в меньшую сторону от гранично-го угла =70 с достоверностью 99%. Среднеквадратическое от-клонение при этом составляет 5,6% [11].

В результате были установлены закономерности деформаций земной поверхности с учетом стохастической природы процесса его разрушения при подземной разработке. Доказано, что не менее 80% разброса сдвижений и деформаций земной поверхности, а также по-ложения границы мульды сдвижения обуславливает вариация меха-нических свойств массива горных пород. Среднее квадратическое от-

R2 = 0,021

05

101520253035404550

0 200 400 600 800 1000

Глубина разработки, м

Абс

олю

тны

е от

клон

ения

, %

Рис. 7. График связи глубины разработки и отклонения фактической границы полумульды от расчетной


174

клонение места положения границы равно ±17% длины полумульды. Установленные закономерности имеют важное значение для безопас-ной эксплуатации объектов, подрабатываемых очисными работами.

Список литературы 1. Правила підробки будівель, споруд і природних об’єктів при

видобуванні вугілля підземним способом: ГСТУ 101.00159226.001 – 2003: Введ. 01.01.2004. – К, 2004. – 128 с.

2. Сдвижение горных пород и земной поверхности при подземных разработках; под общей ред. В.А. Букринского и Г.В. Орлова. – М.: Недра, 1984. – 247 с.

3. Кулибаба С.Б. Анализ распределения оседаний земной поверхно-сти в краевой части мульды сдвижения / С.Б. Кулибаба // ПРОБЛЕМИ ГІРСЬКОГО ТИСКУ. – 2003. – Вип. 10. – 227 с.

4. Popiolek E. Experience of application insar technology in Poland min-ing indastry / E. Popiolek, A. Krawczyk // International Society for Mine Sur-veying. XIII International Congress. – Budapest. - 2007. - 1 CD-ROM.

5. Agioutantis Z. Developing improved methods of predicting surface displacements due to underground mining through the integration of empirical indices into numerical modeling / Z. Agioutantis, M. Karmis // Mining Science and Technology. – Amsterdam: Elsevier Science Publishers B.V. – 1988. – 7. – Р. 133-148.

Рис. 8. Распределение разброса граничных углов при различных длинах полумульд

Интервал, град.

Кол

ичес

тво

изме

рени

й


175

6. Колбенков С.П. Способы расчета деформации земной поверхно-сти в угольных бассейнах и практическое их использование в маркшейдер-ском деле / С.П. Колбенков // Труды Всесоюзного научно-технического совещания по маркшейдерскому делу. – М.: Углетехиздат, 1958. – С. 251-264.

7. Заложить наблюдательные станции, провести инструментальные наблюдения за деформациями земной поверхности при дискретном харак-тере процесса сдвижения и при разработке пластов на большой глубине: отчет о НИР (промежуточный): 0205 / Украинский филиал Всесоюзного научно-исследовательского института горной геомеханики и маркшейдер-ского дела (ВНИМИ); отв. исполн. Чепенко Л.П. [и др.]. – 1977. – 113 с.

8. Бугаёва Н.А. Особенности распределение стохастических откло-нений оседаний земной поверхности при её подработке одиночной лавой / Н.А. Бугаёва, В.В. Назимко // Проблеми гірського тиску. – 2008. – Вип. 16. – С. 194-237.

9. Бугаёва Н.А. Определение параметров деформаций земной по-верхности по стохастическим мульдам оседания / Н.А. Бугаёва, Е.В. Ярем-чук, В.В. Назимко // Проблеми гірського тиску. –2009. – Вип. 17. – С. 192-225.

10. Бугаёва Н.А. Научные основы стохастического прогноза дефор-маций земной поверхности при её подработке / Н.А. Бугаёва // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Сер. «Гірничо-геологічна». – 2011. – № 13 (178). – С. 63-69.

11. Румшиский Л.З. Элементы теории вероятностей / Л.З. Румшинский. – 5-е изд., перераб. – М.: Главная редакция физико-математической литературы изд-ва «Наука», 1976. – 240 с.

Стаття надійшла до редакції 28.10.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук В.О. Назаренко

Н.А. Бугайова Донецький національний технічний університет ДОСЛІДЖЕННЯ ВАРІАЦІЇ МІСЦЕПОЛОЖЕННЯ ГРАНИЦІ МУЛЬДИ ЗРУ-ШЕННЯ

Виконано аналіз експериментально отриманих даних натурних спо-стережень за зрушенням земної поверхні у широкому діапазоні гірничо-геологічних умов. Встановлено невідповідність фактичних зрушень і де-формацій земної поверхні і границі мульди зрушення з розрахунковими значеннями деформацій і границею мульди. Побудовані гістограми розки-ду положення границь мульди зрушення. Визначено закон розподілу гісто-грами відхилень границі мульди і отримано середньоквадратичне відхи-лення границі мульди зрушення. Виконана перевірка впливу глибини роз-робки на відхилення границі фактичної мульди зрушення від розрахунко-


176

вої. Отримано розподіл розкиду граничних кутів при різних довжинах на-півмульди.

Ключові слова: натурні спостереження, зрушення та деформації зе-мної поверхні, границі мульди зрушення, закон розподілу, середньоквад-ратичне відхилення.

N.A. Bugayova Donetsk National Technical University A STUDY OF THE VARIATION OF SUBSIDENCE MOULD BOUNDARIES LOCATION

This paper is an analysis of experimentally obtained field data for the surface displacement in a wide range of geological conditions. We have found out that actual earth surface displacements/ deformations and subsidence mould boundaries do not agree with calculated deformation values and the mould boundary. The paper provides scatter histograms of subsidence mould boundaries location. We have defined the law of mould boundary deviations histogram distribution and obtained the standard deviation of subsidence mould boundary. We also studied the influence of mining depth on the deviation of the actual subsidence mould boundary from the calculated one and obtained the distribution of boundary angles scatter at different lengths of half-moulds.

Keywords: field observations, displacements and deformations of the earth's surface, mould subsidence boundaries, law of distribution, standard deviation.


177

УДК 622.1 Г.И. Козловский (канд. техн. наук, доц.)

Е.Н. Кищенко, А.Н. Жегулина (студенты) Донецкий национальный технический университет

ОБ УГЛОВЫХ ПАРАМЕТРАХ ПРОЦЕССА СДВИЖЕНИЙ И ДЕФОРМАЦИЙ ЗЕМНОЙ ПОВЕРХНОСТИ ПРИ ОТРА-БОТКЕ ЛАВ ПО ДИАГОНАЛЬНОМУ К ПРОСТИРАНИЮ

ПЛАСТА НАПРАВЛЕНИЮ Угловые параметры (граничные углы, углы полных сдвижений, угол

максимального оседания) являются важнейшим исходным элементом при прогнозе деформаций и определении мер охраны подрабатываемых объ-ектов на угольных месторождениях.

Значения угловых параметров приведены в нормативном документе [1] только в сечениях вкрест и по простиранию пласта, которые являются главными сечениями мульды при отработке лав по простиранию и восста-нию (падению) пласта. Нередко имеет место отработка лав по диагональ-ному к простиранию пласта направлению, тогда мульда сдвижения ориен-тирована по линии подвигания лавы и при прогнозе сдвижений и дефор-маций земной поверхности следует пользоваться угловыми параметрами в параллельном и перпендикулярном к линии подвигания забоя сечениях. Значения угловых параметров в таких сечениях в нормативных документах и литературных источниках отсутствуют.

В данной работе в качестве постановки и начального решения вопро-са произведены аналитические исследования угловых параметров в диаго-нальных к простиранию сечениях для следующих горно-геологических ус-ловий: - угольные месторождения Донбасса, кроме западного и антрацитового районов; - средняя глубина выемки угольного пласта 800 м; - угол падания пласта 150, 300, 450; - угловые параметры определяются в вертикальных сечениях, проведенных через точку максимальных оседаний земной поверхности через каждые 300 окружности, начиная с линии простирания пласта.

Ключевые слова: угловые параметры, диагональные направления, сдвижения, деформации.

Прогноз ожидаемых сдвижений и деформаций земной по-верхности при отработке угольных месторождений является ис-ходным этапом и материалом для решения возможности подра-ботки и мер охраны подрабатываемых объектов.

Нормативным документом по методике прогноза являются «Правила подработки зданий, сооружений и природных объектов при добыче угля подземным способом» [1]. В соответствии с ни-ми, при расчете ожидаемых сдвижений и деформаций земной по-

© Козловский Г.И., Кищенко Е.Н., Жегулина А.Н., 2012


178

верхности, фактический контур очистной выработки заменяется равновеликим прямоугольником со сторонами параллельными и перпендикулярными простиранию пласта. Граница и положение полумульд определяются по приведенным в «Правилах подра-ботки …» [1] значениям граничных углов, углов полных сдвиже-ний, углу максимального оседания в сечениях мульды вкрест и по простиранию пласта (рис. 1).

Однако нередко отработка лав производится по диагональ-ным к простиранию пласта направлениям (рис. 2), и тогда замена фактического контура выработки равновеликим прямоугольни-ком со сторонами параллельными простиранию и падению пласта невозможна. Здесь, очевидно, при прогнозе сдвижений и дефор-маций следует использовать угловые параметры процесса сдви-жений в сечениях ε и ε+900 к простиранию пласта (где ε – угол, отчитываемый против хода часовой стрелки до направления под-вигания лавы). Поэтому определение и исследование угловых параметров процесса сдвижений по диагональным к простира-нию направлениям актуально.

Рис. 1. Общий вид мульды сдвижения и замена фактического контура очи-стной выработки равновеликим прямоугольником при расчете ожидаемых

сдвижений и деформаций земной поверхности по «Правилам подработки …» [1]:

1 - фактический контур очистной выработки; 2 - равновеликий прямо-угольник; 3 - общий вид мульды сдвижения; Х, У – главные сечения

мульды сдвижения


179

Нами, в качестве постановки и начального решения вопроса, определены угловые параметры процесса сдвижения в сечениях диагональных к простиранию пласта для следующих условий: - угол падения пласта 150, 300, 450; - средняя глубина выработанного пространства пласта 800 м; - размеры выемки пласта, обеспечивающие полную подработку вкрест и по простиранию пласта, с образованием небольшого по площади плоского дна мульды; - мощность наносов и мезозойских отложений приняты равными нулю, поскольку целью исследований являются угловые пара-метры в коренных породах; - толща горных пород ранее не подрабатывалась; - месторождения Донбасса, кроме антрацитовых и западных рай-онов.

Рис. 2. Общий вид мульды сдвижения земной поверхности при отработке лавы в диагональном (под углом ε) к простиранию пласта направлении:

1 – контур очистной выработки; 2 – контур мульды сдвижения; Х,У – главные сечения мульды сдвижения

Аналитические расчеты и графические построения произво-дились в следующей последовательности:

1. Для приведенных выше условий определялись размеры выемки вкрест и по простиранию пласта, необходимые для обра-


180

зования небольшого по площади плоского дна мульды, и поло-жения точки О по углу максимальных оседаний θ. Через точку О проводились вертикальные сечения, для определения в них угло-вых параметров процесса сдвижения (рис. 3).

2. С использованием компьютерной программы рассчитыва-лись ожидаемые сдвижения и деформации земной поверхности по линиям через каждые 300 окружности, начиная с линии про-стирания пласта (рис. 3).

3. По каждой линии расчета строился вертикальный разрез с нанесением графиков оседаний, наклонов и горизонтальных деформаций земной поверхности. Анализируя графики, опреде-ляли положения граничных точек мульды и плоского дна ее от-носительно точки О.

Рис. 3. Схема определения границ выемки угольного пласта и расположе-ния сечений для определения угловых параметров сдвижения

земной поверхности: а, б – разрезы по простиранию и вкрест простирания пласта; в – план; 1 –

контур выемки пласта; 2 – контур плоского дна мульд; 300-2100, 600-2400, … - направления вертикальных сечений относительно простирания

пласта


181

4. Аналитически рассчитывались значения угловых пара-метров процесса сдвижения в рассматриваемых сечениях. Поэто-му в таблице 1 значения угловых параметров приведены с мину-тами. Для контроля расчеты сопровождались графическими по-строениями (рис. 4).

По приведенной методике определены граничные углы, уг-лы полных сдвижений, угол максимальных оседаний в диаго-нальных к простиранию сечениях при углах падения пласта 150, 300, 450. Полученные результаты приведены в таблице 1.

Рис. 4. Вертикальный разрез по линии 300-2100 к определению угловых па-раметров процесса сдвижения в коренных породах

при угле падения пласта α=450: 1 - границы мульды сдвижения по результатам расчета ожидаемых сдви-жений и деформаций земной поверхности; 2 - границы плоского дна

мульды по тем же расчетам

Безусловно, приведенные значения угловых параметров яв-ляются предварительными. Они требуют дальнейших уточнений и подтверждения инструментальными наблюдениями.


182

Таблица 1 Угловые параметры процесса сдвижения в коренных породах

Направления вертикальных сечений относительно прости-рания пласта (рис. 3) Угловые па-

раметры 30°-210° 60°-240° 90°-270° 120°-300° 150°-330° Угол падения 15°

γо 66°06 67°35 70°08 67°58 66°03 βо 70°45 54°28 58°04 54°23 70°15 Ψ1 47°56 54°21 55°08 54°21 47°56 Ψ2 57°03 53°35 59°37 53°35 57°03 θ 90°00 76°09 78°00 76°22 90°00

Угол падения 30° γо 67°29 68°08 70°12 68°37 67°26 βо 54°45 42°35 46°03 42°32 54°30 Ψ1 62°54 57°48 55°08 57°48 62°54 Ψ2 67°21 56°54 64°03 56°54 67°21 θ 77°06 62°43 66°00 62°56 76°53

Угол падения 45° γо 72°10 70°42 70°38 71°05 72°07 βо 40°43 33°27 34°02 33°30 40°34 Ψ1 84°31 61°31 68°28 61°31 84°31 Ψ2 82°39 60°52 55°11 60°52 82°39 θ 64°35 50°01 54°00 50°18 64°35

Список литературы 1. Правила подработки зданий, сооружений и природных объектов

при добыче угля подземным способом / Минтопэнерго Украины. – К., 2004.

2. Маркшейдерское дело / [Д.Н. Оглобин и др.] – М.: «Недра», 1981. 3. Сдвижение горных пород и земной поверхности при подземных

разработках / [Борщ-Компаниец и др.]. – М.: «Недра», 1984.

Стаття надійшла до редакції 05.11.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук М.М. Грищенковим

Г.І. Козловський, О.М. Кищєнко, А.М. Жегуліна Донецький національний технічний університет


183

ЩОДО КУТОВИХ ПАРАМЕТРІВ ПРОЦЕСУ ЗРУШЕННЯ І ДЕФОРМАЦІЙ ЗЕ-МНОЇ ПОВЕРХНІ ПРИ ВІДПРАЦЮВАННІ ЛАВ ЗА ДІАГОНАЛЬНИМ ДО ПРОСТЯГАННЯ ПЛАСТІВ НАПРЯМОМ

Кутові параметри (граничні кути, кути повних зрушень, кут макси-мального осідання) є найважливішим вихідним елементом при прогнозі деформацій і визначенні заходів охорони підроблюваних об'єктів на вугі-льних родовищах.

Значення кутових параметрів наведені в нормативному документі [1] тільки в перетинах вхрест і по простяганню пласта, які є головними перері-зами мульди при відпрацюванні лав по простяганню і повстанню (падін-ню) пласта.

Нерідко має місце відпрацьовування лав за діагональним до простя-гання пласта напрямом, тоді мульда зрушення орієнтована по лінії посу-вання лави і при прогнозі зрушення і деформацій земної поверхні слід ко-ристуватися кутовими параметрами в паралельному і перпендикулярному до лінії посування забою перетинах. Значення кутових параметрів в таких перетинах в нормативних документах і літературних джерелах відсутні.

У даній роботі в якості постановки і початкового вирішення питання зроблені аналітичні дослідження кутових параметрів в діагональних до простягання перетинах для наступних гірничо-геологічних умов: - вугільні родовища Донбасу, крім західного і антрацитового районів; - середня глибина виїмки вугільного пласта 800 м; - кут падіння пласта 150, 300, 450; - кутові параметри визначаються у вертикальних перерізах, проведених через точку максимальних осідань земної поверхні через кожні 300 окруж-ності, починаючи з лінії простягання пласта.

Ключові слова: кутові параметри, діагональні напрями, зрушення, деформації.

G.I. Kozlovskiy, A.N. Kischyenko, A.N. Zhegulina Donetsk National Technical University ANGULAR PARAMETERS OF EARTH SURFACE DEFORMATION AND DISLOCATION IN THE PROCESS OF MINING A FACE IN THE DIRECTION DIAGONAL TO SEAM STRIKE

Angular parameters (boundary corners, the angles of full displacements, the angle of maximum subsidence) are the most important initial elements in prognosticating the deformations and developing the methods of protecting underworked objects in coal deposits.

The values of angular parameters are provided in the normative document [1] for transverse and longitudinal sections of a seam only. They are the main sections in mining the faces along the strike and along the rise of a seam.

The faces are often mined in the direction diagonal to the seam strike. In this case the subsidence trough is oriented along the face advancing. While


184

predicting the earth surface displacements and deformations we should use the angular parameters in the section parallel/perpendicular to the line of the face advancing. Normative documents and research literature do not contain the values of angular parameters in such sections.

The paper describes an analytical study of the angular parameters in the sections diagonal to the seam strike. The study concerns the following geological conditions: - Donbass coal deposits, except the western and anthracite region; - the average depth of extraction is 800 m; - seam dip angle is 150, 300, 450; - angular parameters are defined in vertical sections drawn through the point of earth surface maximum subsidence in each 300 of the circumference, starting from the line of the seam strike.

Keywords: angular parameters, diagonal directions, displacement, deformation.


185

УДК 622.235 В.В. Вапнічна (канд. техн. наук, доц.)

Національний технічний університет України «КПІ», Київ, Укра-їна

ВИЗНАЧАЛЬНІ ПАРАМЕТРИ ПРИ ВИВЧЕННІ МЕХАНІЧНОГО ЕФЕКТУ ВИБУХУ

Розглянуто методи розрахунку геометричних параметрів порожнин, закономірності деформування середовища навкруги порожнини, визначен-ня структури ущільненої зони і параметрів її елементів. Формування по-рожнин вибухом серії свердловинних зарядів.

Розрахунок параметрів камуфлетної порожнини при дії по-одинокого заряду спочатку зводився до використання закону по-дібності і пропорційності об’єму порожнини до маси заряду, а коефіцієнти пропорційності К в цих формулах, що враховували властивості породного масиву і параметри ВР, отримувались ем-піричним шляхом. Ця методика не давала можливості отримува-ти узагальнюючі співвідношення, оскільки емпіричний коефіці-єнт дійсний лише в межах тих ґрунтових умов, в яких здійснюва-вся експеримент [1]. В загальному вигляді формула для знаход-ження діаметра циліндричної порожнини в залежності від

діаметра заряду зd може бути записана наступним чином [2]:

зцп dkD 5,0

(1) Подальшим розвитком методів розрахунку геометричних

параметрів порожнин, отриманих в стисливих ґрунтах, були спроби отримання напівемпіричних узагальнюючих коефіцієнтів, що враховують найбільш характерні властивості середовища.

Для оцінки цих властивостей автором роботи [3] запропоно-

вано використати співвідношення Легара л , як показника деформативності, що ґрунтується на таких важливих параметрах, як густина і вологість ґрунту, і має вигляд:

v

л W

01,01 (2)

© Вапнічна В.В., 2012


186

Ще однією суттєвою узагальнюючою характеристикою ґрунту є його консистенція к [4]:

pT

poк WW

WW

, (3) де oW – вологість ґрунту в природному стані, pW – вологість ґрунту у вологому стані, TW – вологість ґрунту у текучому стані.

При визначенні геометричних параметрів порожнини необхідно враховувати закономірності деформування середовища навкруги порожнини (ущільнення), адже порожнина утворюється завдяки цьому процесові.

Відомо, що в середовищі зі значною об’ємною деформацією вона добре апроксимується ступеневою функцією класу рівняння Тета:

mmp 01

. (4) При моделюванні об’ємну деформацію і швидкість її зміни з

відстанню пов’язують з деформаціями компонент 321 ,, та їх

швидкостями

321 ,, співвідношеннями:

3

1ііі і

3

1ііі , (5)

де 1321 – рівняння динамічного стискання рідинного 2 і твердого 3 компонента.

В більшості теоретичних побудов стосовно задач динаміки ґрунтів неможливо обійтись без певних відомостей і залежностей, отриманих експериментально. На основі обробки різноманітних експериментальних даних по замірах параметрів руху вибухових хвиль показано, що закономірності їх зміни в просторі є

функцією приведеної відстані сф

прr або ц

прr , тобто ц

прсф

прzr rrfu ,,,,, і запишуться у вигляді наступного співвідношення:


187

іпрі rKu ,,,, 321 , (6)

3ВР

сфпр Q

rr ; ПОГ

цпр Q

rr .

В деяких експериментах приведена відстань приймалась у

вигляді з

цпр r

rr , що принципово не змінює структуру аналітичних

і графічних закономірностей. В роботах [5, 3, 6] зона незворотних деформацій підрозділяється на зону повного закриття пор (радіусом 1R ) і зону змінної густини ( 2R ), що описується згідно з (6) співвідношенням:

зrR

K 2

. (7) У першій зоні об’ємна деформація складає:

n

nn

n75,01

75,01max

, (8) де n – вільна пористість ґрунту (повна); n – фактична вільна пористість ґрунту з вирахуванням пито-мого об’єму затисненого порового повітря.

Об’єм ґрунту, витисненого в навколопорожнинний простір, визначається, як

VRrrlV

зп 22

, (9) де l – одинична довжина заряду (1 м);

пr – радіус порожнини; – об’ємна деформація.

Відкидаючи значення 2

зr зважаючи на його малість

(оскільки пз rr ), перепишемо (9) у вигляді: VRrl

Vп 2

. (10) Звідси максимальний радіус порожнини складає:


188

212

1

max 32,01

V

V

п VRVR

R

. (11) Приймемо згідно з (8) початок другої зони ущільнення із

змінною об’ємною деформацією (з відстані від центру, коли пористість складає величину, рівну 0,25 від природної і до 1) до межі, де об’ємні деформації відсутні, виходимо з оцінки дефор-мативних властивостей ґрунту по (2):

зrR 2,95,422 . (12)

Коефіцієнти K і в (7) пов'язані в другій зоні з показни-ком Легара (2) такими емпіричними залежностями [3]:

94,165,28lg 01,0погCK , (13) 73,166,8 , (14)

66,815294,165,28

lg01,0

пц

дC

R. (15)

Виходячи з оцінки стисливості ґрунту за показником консистенції KB згідно з (3), отримано наступне емпіричне співвідношення для визначення радіусу камуфлетної порожнини:

2/12 232,01263,0 погKKц

п CBBr . (16) Вираз в квадратних дужках є функцією показника

консистенції, що є по суті коефіцієнтом стисливості (пропорційності) у виразі:

погСТп CKr . (17) В таблиці 1 подано деформативність ґрунтів за показником

KB . Однією з характеристик деформативності грунта є

коефіцієнт прострілюваності сФпрK , тобто об’єм камуфлетної по-

рожнини в дм3 при висадженні 1 кг еталонної ВР. Значення цього коефіцієнта для деяких ґрунтів приведено нижче (таблиця 2).


189

Таблиця 1

Значення коефіцієнта стисливості СТK деяких ґрунтів в залежності від консистенції

СТK для симетрії Грунт Вологість, W , %

Консистенція KB

сферичної циліндричної глина пилу-вата

15,3 0,195 0,354 0,212

глина пла-стична

42,4 0,45 0,522 0,313

суглинок ле-совидний

36,43 1 0,392 0,232

суглинок бу-рий важкий

23,47 0,11 0,418 0,262

суглинок пи-луватий

17,2 0,013 0,447 0,265

пісок глини-стий

21,48 0,002 0,443 0,263

супісок 16,35 0,093 0,452 0,273

Таблиця 2

Коефіцієнт прострілюваності сФпрK і відносні радіуси сферичної

порожнини [4]. При оптимальній вологості

(0,5-0,9) повного водонасичення При вологості менше (0,40-0,45)

повного водонасичення

Грунт показник прострілювано

сті сФпрK , дм3/кг

відносний радіус порож-

нини зП rr /

показник прострілюваност

і сФпрK , дм3/кг

відносний радіус порож-

нини зП rr /

глина море-на, пластич-на

1200 – 1500 10,5 – 11,5 800 – 1000 3 – 10

глина персь-ка, чорна

600 – 800 8,5 – 9 400 – 500 7,5 – 8

суглинок жирний

400 – 550 7,3 – 8,1 200 – 300 5,8 – 6,6

глина пилу-вата

300 – 400 7,0 – 7,3 180 – 250 5,5 – 6,3

суглинок щільний

320 – 450 6,8 – 7,6 240 – 300 6,1 – 6,6

супісок 360 – 450 7,0 – 7,6 220 – 300 6,0 – 6,5 супісок щільний

300 – 400 7,0 – 7,3 220 – 270 6,0 – 6,4

мергель м’який

200 – 300 5,7 – 6,5 150 – 200 5,3 – 5,7


190

Радіус сферичної порожнини на основі показника прострілюваності отримують по формулі:

3758,0 сф

прВРсф

п KQr . (18) При використанні показника прострілюваності для отри-

мання радіуса циліндричної порожнини необхідно його коригу-

вання з урахуванням параметра приведеної довжини

2/1

ВРo Q

ll та

відношення зарdl

. Якщо ol подовженого заряду не перевищує ве-

личини 0,79, показник прK є відповідним до сферично – симет-ричних умов вибуху, тобто в розрахунках можна приймати зна-

чення сФпрK згідно з таблицею 2. При видовженні заряду показник

прK зменшується до досягнення критичної довжини ( крl ), при

якому він стає постійним і рівним цпрK . Співвідношення поміж

сферичним (сФпрK ) і циліндричним (

цпрK ) показником визначається

такою залежністю (при ol > крl ): 3,058,0 сф

прцпр KK . (19)

Тоді радіус циліндричної порожнини через відомий (табли-

ця 1) показник сФпрK може бути знайдено з таких виразів:

при крll

09,0

3

5,0564,0

dlKr сф

прц

п

;

при крll 5,03,058,0564,0 ВРсфпр

цп QKr . (20)

В залежності від масштабу явища слід враховувати відхилення від принципу геометричної подібності зі збільшенням величини заряду. Так, при висадженні зарядів великої погонної маси (більше 10–15 кг/м) фактичні відносні розміри порожнини (наприклад у радіусах заряду) на 10–20 % менше в порівнянні з вибухом зарядів 2–3 кг/м. Тому необхідно в формулах (20) засто-


191

совувати коефіцієнт масштабу мК , величина якого знаходиться з наступного емпіричного співвідношення в межах

мrз 19,003,0 [4]: зм rК 41,104,1 . (21)

Результати досліджень параметрів ущільненої зони викла-дено в ряді аналітичних і експериментальних робіт [7, 8, 9, 4, 10, 2 та ін.]. Шляхом обробки експериментальних даних отримано численні емпіричні залежності для визначення структури деформованої зони і параметрів її елементів. Ця зона в вищенаве-дених роботах розглядається розділеною на три елементи:

а) зона практично повної ліквідації вільної пористості (8), радіус якої може бути знайдений з виразу (з урахуванням 7, 12, 13):

1

1

KR

(22) б) зона змінної густини з відстанню радіусом m

ПR , що обчислюється по формулі (12);

в) зона щілин, радіус якої залежить від властивостей ґрунту (вологості і наявності глинистих часток) і знаходиться практично лише експериментально.

Результати експериментів по визначенню вказаних параметрів в деяких різновидах ґрунтів при дії вибуху сферичних і циліндричних зарядів наведені в таблицях 3, 4, 5.

Із аналізу літературних джерел видно, що питання дії по-одиноких зарядів у пластичних неводонасичених ґрунтах вивчено досить всебічно, науково – практична інформація, що міститься в цих джерелах є достатньою базою для інженерних розрахунків параметрів вибуху згідно з технологічними вимогами. Проте є багато питань, пов’язаних з цією проблемою, які ще не знайшли достовірного наукового і експериментального обґрунтування і в літературі висвітлені лише фрагментарно, хоча мають певне при-кладне значення.


192

Таблиця 3 Параметри ущільненої зони при дії сферичних зарядів

Густина ґрунту, , г/см3

K зr

R1

з

П

rr

1,94 0,066 54,8 2,46 15,3 9 1,425 1,98 0,081 36,74 2,7 9,64 8,4 1,515 1,85 0,126 27,1 2,3 10,3 9,7 1,416 1,75 0,162 73,3 2,4 12,7 10,4 1,364 1,66 0,182 263,5 2,5 12,65 10,6 1,294 1,63 0,227 17,78·102 3,5 13,2 9,6 1,333 1,62 0,229 17·103 4,35 13,2 9,7 1,374

Таблиця 4

Параметри ущільненої зони довкола циліндричної порожнини Товщина кільцевої зони ущільнених ґрунтів

в глині в суглинках в лесовидних суглин-ках

Діаметр

порожни-ни, Пd , м

в м в Пd в м в Пd в м в Пd 0,75 1,02-1,32 1,36-1,76 1,06-1,27 1,41-1,69 1,02-1,2 1,36-1,6

1 1,15-1,9 1,15-1,9 1,15-1,9 1,15-1,9 1,2-1,8 1,2-1,8 2 1,6-1,74 0,8-0,87 1,6-1,7 0,8-0,85 1,4-1,6 0,7-0,8 3 1,7-1,97 0,57-0,66 1,6-1,8 0,53-0,6 1,65-1,7 0,55-0,57

Серед них можна назвати особливості дії кінцевої частини

подовженого заряду, формування камуфлетної порожнини в не-стійких, зокрема водонасичених середовищах, взаємодія близько розташованих один до одного циліндричних зарядів при утво-ренні водозахисних екранів вибуховим способом, вплив місця розташування ініціатора та інші.

Після вибуху камуфлетного циліндричного заряду утво-риться порожнина у вигляді циліндра, що сполучений у притор-цевих частинах з півсферою (рис. 1):


193

Таблиця 5 Параметри зони щілин при вибухах циліндричних зарядів в суглинках і

глинах Відносна глибина зони в

радіусах заряду, зr Ґрунти Вологість,

%

зона ущільнення,

в зr

зона розпов-сюдження щілин в зr

Відношення сумарного роз-криття щілин до периметра порожнини

пилуваті суглинки

8 – 9 15 – 16

160 – 170 180 – 190

53 – 64 43 – 47

0,36 – 0,39 0,27 – 0,30

Херсонські суглинки

7,5 150 68 0,43

третичні глини пилуваті

- 190 – 200 - 0,28

пластичні глини

35 понад 200 38 менше 0,2

Рис. 1. Схема дії камуфлетного циліндричного заряду:

1 – заряд; 2 – контур порожнини;

3 – „ефективна” частина заряду; 4 – контур торцевої частини порожнини.

1

2

3

4


194

Частина циліндричного заряду в торцях АВ і СD допомагає у формуванні напівсферичної порожнини, при цьому значення знаходимо з виразу:

погц СКr 1 , (23)

32 эфсф СКr , (24)

де погС – погонна витрата ВР; эфС – "ефективна" маса заряду довжиною CD, яка дорівнює:

23

2

1погэф С

КК

С

. (25)

Більш складна картина формування порожнин вибухом серії свердловинних зарядів. Так, в роботі [1] розглянуті випадки утворення порожнин одночасним вибухом двох свердловинних зарядів, параметри зони деформації навколо яких залежать від відстані між свердловинами, як це видно з рис. 2.

Рис. 2. Поперечні перерізи порожнин, утворених одночасним вибухом

двох подовжених циліндричних зарядів в в’яжучому ґрунті: а – дві окремі порожнини з проміжком ґрунту, який незруйнований;

б – дві окремі порожнини з проміжком зруйнованого ґрунту; в – порожнина лемнискатного поперечного перерізу;

г – порожнина поперечного перерізу в вигляді овала із звуженням (талією); д – порожнина овального поперечного перерізу.

а) б)

в) д)

a


195

При дослідженні форми поперечного перерізу порожнин найбільшим важливим параметром, який визначає його форму, є відстань між вісями зарядів a .

Форма поперечного перетину порожнин, які утворюються одночасними вибухами двох однакових паралельних вертикаль-них циліндричних зарядів залежить від величини радіусу

одиночної порожнини ( пr ) і відстані між осями зарядів ( a ) при-близно таким чином:

- при відстані між осями зарядів від 2 до 5rз одночасним ви-бухом утворюється порожнина з поперечним перетином, близь-ким до кола;

- при відстані між осями зарядів від 0,5 до 0,7 пr вибухом утворюється порожнина з поперечним перетином у вигляді овалу (рис. 2 д);

- при відстані між осями від 0,7 до 1,7 пr утворюється по-рожнина, яка має поперечний переріз в вигляді овалу з талією (рис. 2 г);

- при відстані між осями від 1,7 до 2,7 пr утворюється по-рожнина, яка має поперечний перетин у вигляді лемніскати Бернулі (рис. 2 в);

- при відстані між осями зарядів від 2,7 до 3,5 пr утворюють-ся дві однакові порожнини в вигляді витянутих назустріч овалів з перешийком між ними з ґрунту, зруйнованого тріщинами (рис. 2 б);

- при відстані між осями зарядів від 3,5 до 4,2 пr утворюють-ся дві однакові порожнини з поперечними перерізами в вигляді витягнутих назустріч овалів з проміжком деформованого ґрунту (рис. 2 а);

- при розташуванні зарядів з відстанню між їх осями більше

4,2 пr одночасним вибухом утворюються дві однакові порожнини з поперечними перетинами в вигляді кіл і стійким проміжком між ними з деформованого ґрунту.


196

Список литературы 1. Даниленко И.И. Использование энергии взрыва в строительстве / И.И.

Даниленко. – К. : Будівельник, 1981. – 167 с. 2. Смирнов В.И. Строительство подземных сооружений с использовани-

ем камуфлетных взрывов / В.И. Смирнов, Д.М. Голицинский, Л.Л. Мельников. – М. : Недра, 1981. – 215 с.

3. Кравец В.Г. Динамика уплотнения грунтового массива взрывом / В.Г. Кравец. – К. : Наук. думка, 1979. – 134 с.

4. Вовк А.А. Взрывные работы в горных породах / А.А. Вовк, Г.И. Чер-ный. – К. : Техніка, 1973. – 163 с.

5. Геодинамика взрыва и её приложение / [Вовк А.А., Кравець В.Г., Лучко И.А., Михалюк А.В.]. – К. : Наук. думка, 1981. – 296 с.

6. Кравец В.Г. Формирование инженерных свойств грунтов взрывными методами / В.Г. Кравец, Н.С. Грищенко, Л.И. Демещук. – К. : Наук. думка, 1983. – 220 с.

7. Ляхов Г.М. Волны в грунтах и пористых многокомпонентных средах / Г.М. Ляхов. – М. : Наука, 1982. – 286 с.

8. Вовк А.А. Действие взрыва в грунтах / А.А. Вовк, Г.И. Чёрный, В.Г. Кравец. – К. : Наук. думка, 1973. – 208 с.

9. Лучко И.А. Прикладные задачи динамики грунтов / И.А. Лучко, В.А. Плаксий. – К. : Наук. думка, 1979. – 132 с.

10. Действие крупномасштабных взрывов в массиве горных пород / [Вовк А.А., Михалюк А.В., Акутин Г.К., Кравец В.Г. и др.] : под ред. А.Н. Щербаня. – Часть I. – К. : Наук. думка, 1974. – 155 с.

Стаття надійшла до редакції 15.11.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук М.Р. Шевцовим

В.В. Вапничная Национальный технический университет Украины «КПИ», Киев, Украина ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ ПАРАМЕТРЫ ПРИ ИЗУЧЕНИИ МЕХАНИЧЕСКОГО ЭФФЕК-ТА ВЗРЫВА

Рассмотрены методы расчета геометрических параметров полостей, зако-номерности деформирования среды вокруг полости, определение структуры уплотненной зоны и параметров ее элементов. Формирование полостей взры-вом серии скважинных зарядов.

V. Vapnychnaya National Technical University of Ukraine "KPI", Kiev, Ukraine BASIC PARAMETERS IN STUDIES OF EXPLOSION MECHANICAL EFFECT

The paper discusses the methods for calculating the geometrical parameters of cavities, the laws of environment deformation around cavities. We also consider the ways of defining the structure of a condensed zone and the parameters of its elements.


197

УДК 622.014.2 А.В. Мерзликин (канд. техн. наук, доц.)

Ю.М. Селезнева (магистр), С.В. Кузяра (канд. техн. наук), В.В. Назимко (д-р техн. наук, проф.)


СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ НАДЕЖНОСТИ РАБОТЫ ОЧИСТНОГО ЗАБОЯ С УЧЕТОМ

ВЛИЯНИЯ ГОРНОГО ДАВЛЕНИЯ Выполнен анализ простоев шахтного оборудования и построены гис-

тограммы их распределения. Анализ показал, что наибольшее время про-стоев имеет наименьшую вероятность, а гистограммы распределений не противоречат экспоненциальному закону. Это свидетельствует о том, что природа процессов смены одних простоев другими может быть описана Марковскими цепями. Составлены временные ряды, разработана методика моделирования случайных остановок шахтного оборудования.

Ключевые слова: простои оборудования, матрицы переходов, веро-ятность.

Проблема и ее связь с научными и практическими зада-чами. Угольная промышленность является гарантом энергетиче-ской независимости Украины, однако надежность работы очист-ных забоев остается весьма неудовлетворительной. Большое ко-личество остановок очистных забоев связаны с работой выемоч-ного оборудования, транспортных установок, механизированной крепи, переходом геологических нарушений, сбоями в электро-снабжении. Все указанные факторы существенно снижают на-дежность и обуславливают недопустимо низкий уровень готов-ности работы очистных забоев.

Поэтому важной научно-технической задачей является про-ведение системных исследований с целью выявления причин и типов простоев оборудования, установления очередности их по-явления и определения вероятности переходов из одного состоя-ния в другое.

Анализ исследований и публикаций. Анализ устойчиво-сти и ритмичности работы очистных забоев представлен в рабо-тах [1, 2]. В своих работах автор рассматривает угольное пред-

© Мерзликин А.В., Селезнева Ю.М., Кузяра С.В., Назимко В. В., 2012


198

приятие как динамическую систему, управлять которой можно при помощи мероприятий, направленных на проектирование и эксплуатацию технологических процессов, включающих плани-рование, оперативное управление, мониторинг и диагностику не-устойчивых режимов работы очистных забоев. В работе [1] пред-ложено характеризовать работу очистного забоя по ритмичности и управляемости. При этом недостаточно полно исследованы причины и вероятностные характеристики остановок в работе очистных забоев. Также противоречие состоит в том, что показа-тель ритмичности определяется по данным суточной нагрузки, а степень управляемости по данным месячной нагрузки. Автором не обоснованы интервалы вариации добычи, при которых рит-мичные и управляемые режимы меняются на неритмичные и не-управляемые.

В существующих нормативных документах [3] предусмат-ривается вычисление среднего значения коэффициента готовно-сти в зависимости от исходных горно-геологических условий, ко-торые определяются с помощью детерминированных подмоде-лей. Другими словами, вероятностный, случайный характер дей-ствия факторов и причин, задерживающих темпы подвигания очистных забоев, существующие модели учитывают недостаточ-но полно.

В работе [4] рассматриваются особенности планирования нагрузки на очистной забой с учетом надежности горношахтного оборудования. Авторы разделяют интенсивность работы очист-ного забоя по характеру последствий, вызываемых изменениями условий эксплуатации на две группы. К первой группе относятся изменения, при которых нормальная работа очистного забоя ста-новится невозможной, а ко второй группе – изменения при кото-рый очистной забой при проведении некоторых мероприятий может продолжать нормальную работу. Соответственно для этих групп, на основе методов математической статистики, рассчиты-вается нагрузка на очистной забой с учетом надежности работы оборудования, определяется коэффициент готовности и средняя продолжительность простоев. Недостатком данной методики яв-


199

ляется использование статистических показателей надежности, которые учитывают лишь факт появления и отсутствия отказов в работе горношахтного оборудования.

Анализ надежности погрузочной машины как сложной сис-темы рассматривается в работе [5]. Авторами разработана мето-дика оценки работоспособности шахтной погрузочной машины непрерывного действия с учетом частичного отказа. Используя методику определения вероятностных состояний построены гра-фы возможных состояний систем машины и на их основе состав-лены матрицы вероятностей. В результате получены вероятности нахождения систем в тех или иных состояниях в любой момент времени, при этом вероятность нахождения системы в нулевом состоянии есть коэффициент готовности этой части машины. Та-ким образом, в работе предложена методика определения работо-способности лишь одного механизма, который входит в единую динамическую систему по добыче полезного ископаемого надеж-ность и ритмичность работы которой не рассматривались.

Постановка задач исследований. Целью данной статьи яв-ляется совершенствование математической модели надежности работы очистного забоя с учетом вероятностного механизма воз-никновения причин и факторов влияющих на снижение темпов подвигания очистного забоя.

Изложение материала и результаты. Большинство факторов влияющих на надежность работы

очистных забоев прямо или косвенно определяются негативным проявлением горного давления. Так, увеличение концентрации горного давления влечет за собой вывалы горной породы, в ре-зультате чего возникают серьезные проблемы с управлением со-стоянием кровли в действующем очистном забое: появляются за-колы над краевой частью угольного пласта, обрушение непосред-ственной кровли в рабочее пространство, посадка крепи на жест-ко, излом консолей перекрытий механизированных крепей и т.д. Кроме того, вследствие растрескивания горного массива, повы-шается интенсивность газовыделения. Вследствие пучения пород почвы происходит выход из строя транспортного оборудования


200

из-за перекосов конвейерного става, рельсовых путей и уменьше-ния габаритов сечения выработок.

На рис. 1 показан характерный пример обрушений неустой-чивой непосредственной кровли в очистном забое на участке пе-рехода зоны повышенного горного давления. Заколы кровли воз-никают над краевой частью угольного пласта, причем по мере продвижения механической крепи происходит прогрессирующее снижение устойчивости кровли и ее обрушение, и заполнение ра-бочего пространства разрушенными породами [6]. На таких уча-стках наблюдается интенсивный рост горного давления и резко возрастает скорость сдвижения пород кровли. На рис. 2 видно, что на участке устойчивого оседания кровли скорость ее сдвиже-ний составляла 30-40 мм в сутки, тогда как на участке перехода зоны ПГД, отмеченной фигурной скобкой на рисунке 2, скорость оседания увеличилась до 80-120 мм в сутки. При этом характер-но, что на участках устойчивой кровли нагрузка на механизиро-ванную крепь на момент обрушения непосредственной кровли не превышала 5-100 т/сут. В то же время интенсивность нарастания нагрузки на посадочный ряд крепи на участке неустойчивой кровли увеличилась до 100-200 т/сут., а общая нагрузка на крепь перед обрушением превышала 150 т.

Рис. 1. Обрушение неустойчивой непосредственной кровли

в очистном забое


201

На участках интенсивного проявления горного давления темпы подвигания очистного забоя замедляются в 3-5 раз и бо-лее. Это приводит к большим экономическим убыткам вследст-вие нереализованной добычи. Так при переходе неблагоприятных зон современные высокопроизводительные очистные забои могут терять 50 тыс. тонн добычи в месяц и более, что влечет за собой убытки, составляющие 20-30 млн. грн.

Существующие математические модели учитывают задерж-ки работы очистных забоев в достаточно обобщенном виде. По-этому для достижения поставленной цели необходимо было ре-шить задачу детального анализа простоев в работе действующих современных забоев и установить закономерности, которые управляют переходами от рабочего к нерабочему состоянию.

Были выбраны 19 очистных забоев 7-ми современных угольных шахт, которые отрабатывают запасы в широком диапа-зоне горно-геологических и горнотехнических условий. При этом фиксировалась проектная и фактическая добыча (почасовая, по-сменная, посуточная), величина подвигания очистных забоев, причины и продолжительность простоев оборудования, а также особые обстоятельства, сопровождающие простои. В таблице 1 приведен пример исходной выборки данных, собранных за ок-тябрь 2010 года.

Рис. 2. Обрушение неустойчивой непосредственной кровли в очистном забое


202

Все простои или задержки работы очистного забоя были

разделены на: технологические, к которым были отнесены сбои в работе очистного оборудования, механизированного комплекса, транспорта и прочее. В отдельную группу были выделены за-держки, обусловленные предписаниями службы безопасности и вентиляции. Так же дифференцировано учитывались остановки

Таблица 1 Простои в 4-й южной лаве за октябрь 2010 года

добыча комплекс транспорт прочее1 3 2 5 7 2 6 4

01.10.2010 2:50:00 1:10:00 3:00:00 7:00:0002.10.2010 1:25:00 1:00:00 2:25:0003.10.2010 1:10:00 0:45:00 1:55:0004.10.2010 0:50:00 8:10:00 9:00:0005.10.2010 0:45:00 0:40:00 3:30:00 4:55:0006.10.2010 1:40:00 1:40:0007.10.2010 1:40:00 1:00:00 1:30:00 4:10:0008.10.2010 0:00:0009.10.2010 0:55:00 10:30:00 11:25:0010.10.2010 3:00:00 1:10:00 1:00:00 5:10:0011.10.2010 0:30:00 0:45:00 1:15:0012.10.2010 7:05:00 0:50:00 7:55:0013.10.2010 3:45:00 3:45:0014.10.2010 3:20:00 3:20:0015.10.2010 0:55:00 0:55:0016.10.2010 1:10:00 0:35:00 1:45:0017.10.2010 3:45:00 3:45:0018.10.2010 2:00:00 2:00:0019.10.2010 0:30:00 0:35:00 1:05:0020.10.2010 1:30:00 1:30:0021.10.2010 5:50:00 5:50:0022.10.2010 4:45:00 1:40:00 0:45:00 7:10:0023.10.2010 0:40:00 6:45:00 7:25:0024.10.2010 1:50:00 2:35:00 4:25:0025.10.2010 1:00:00 1:05:00 2:05:0026.10.2010 0:40:00 1:15:00 1:55:0027.10.2010 0:40:00 0:45:00 1:25:0028.10.2010 0:45:00 0:45:0029.10.2010 0:00:0030.102010 1:10:00 0:50:00 1:10:00 3:10:0031.10.2010 1:20:00 1:20:00 2:40:00

Транспорт ГеологияЭлектроснабжен.

Дата Сумма

Аварии, часТехнологические

Основной проццесс задержки

Прстои,час


203

очистного забоя, вызванные сбоем работы транспортной цепоч-ки, непредвиденными геологическими факторами (и, в частности, негативными проявлениями горного давления), а также сбоями в электроснабжении.

На рис. (3а) показана гистограмма времени простоев по всем выделенным факторам. Видно, что основные простои связа-ны с фактором добычи (1) и транспорта (2). Так 46% простоев обусловленных сбоями в работе выемочных механизмов, а 48% – транспортной цепочки.

Анализ гистограммы распределений времени простоев пока-

зал, что 76% простоев не превышает 3-х с половиной часов (рис. 3б). При этом гистограмма распределения удовлетворительно со-гласуется с экспоненциальным законом.

Распределения простоев по каждому из отдельных факторов (рис. 4) показали, что все гистограммы задержек лавы так же со-гласуются с экспоненциальным законом распределения. Так, на-пример, простои, связанные с добычей полезного ископаемого, длятся от 30 минут до 3х часов с вероятностью более 70%, а про-стои, связанные с транспортированием основного груза, не пре-вышают полутора часов также с вероятностью 70%.

Проанализировав гистограммы распределения можно сде-лать вывод о том, что наибольшее время простоев имеет наи-меньшую вероятность и соответственно наоборот – наименьшему

Рис. 3. Общая гистограмма распределения простоев: а) распределение по видам простоев;

б) распределение по продолжительности простоев

0:00:00

48:00:00

96:00:00

144:00:00

192:00:00

240:00:00

288:00:00

336:00:00

384:00:00

1 2 3 4 5 6 7

384

336

288

240

192

144

96

48

0

Врем

я, ч

Вид простоя

76,3%

15,5%5,5% 1,8% 0,9%

0:15:00 3:30:00 6:45:00 10:00:00 13:15:00 16:30:00Время, ч

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

Числ

о сл

учае

в76,3%

15,5%5,5% 1,8% 0,9%

а) б)


204

времени простоев соответствует наибольшая вероятность. Это хорошо согласуется с теорией надежности и тот факт, что все гистограммы не противоречат экспоненциальному закону рас-пределения, свидетельствует о том, что природа процессов смены одних простоев другими может быть описана марковскими цепя-ми [7].

Реализация марковского процесса (процесс его моделирова-ния) представляет собой вычисление последовательности (цепи) переходов из состояния в состояние (рис. 5). При этом важной особенностью является то, что переход в новое состояние опре-деляется только тем, в каком состоянии находится система в дан-ный момент и не зависит от всех предыдущих состояний. Полу-ченная цепь представляется в виде случайной последовательно-сти и может иметь также и другие варианты реализации.

Чтобы определить, в какое новое состояние перейдет про-

цесс из текущего i-го состояния, достаточно разбить интервал [0; 1] на подынтервалы величиной Pi1, Pi2, Pi3, … (Pi1 + Pi2 + Pi3 + … = 1), (см. рис. 6). Далее с помощью генераотра случайных чисел (ГСЧ) получают очередное равномерно распределенное в

Рис. 5. Пример марковской цепи

2 1 3 7 4

Рис. 4. Гистограммы распределения простоев: а) связанных с добычей;

б) связанных с транспортом

70,3%

10,8%13,5%

2,7% 2,7%

0:20:00 1:34:00 2:48:00 4:02:00 5:16:00 6:30:00Время, ч

02468

1012141618202224262830

Коли

чест

во с

луча

ев

70,3%

10,8%13,5%

2,7% 2,7%

б)

71,3%

11,7%8,5%

5,3% 3,2%

0:30:00 3:16:00 6:02:00 8:48:00 11:34:00 14:20:00Время, ч

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Коли

чест

во с

луча

ев

71,3%

11,7%8,5%

5,3% 3,2%

а)


205

интервале [0; 1] случайное число и определяют, в какой из интер-валов оно попадает.

После этого осуществляется переход в состояние, опреде-ленное ГСЧ, и повтор описанной процедуры для нового состоя-ния. Результатом работы модели является марковская цепь.

Для того чтобы отобразить математическую модель надеж-ности работы лавы в виде марковской цепи необходимо постро-ить матрицу переходов вероятностей. На рис. 7. показана матрица переходов (слева в абсолютных значениях, а справа в вероятно-стных показателях).

Всего матрица содержит 7 основных факторов, где: 1 – свя-

занные с добычей; 2 – с работой механизированного комплекса; 3

Рис. 6. Процесс моделирования перехода из i-го состояния марковской це-пи в j-е с использованием генератора случайных чисел

ГСЧ

rpp[0;1]

r

1 0

Pi1 Pi2 Pi3

Рис. 7. Матрицы переходов: а) в абсолютных значениях;

б) в вероятностных показателях

1 2 3 4 5 6 71 0,53 0,28 0,10 0,03 0,05 0,00 0,01

2 0,23 0,49 0,08 0,05 0,13 0,01 0,02

3 0,29 0,41 0,05 0,07 0,15 0,00 0,02

4 0,25 0,30 0,15 0,10 0,10 0,00 0,10

5 0,14 0,30 0,12 0,05 0,38 0,00 0,02

6 0,00 1,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

7 0,22 0,56 0,00 0,00 0,00 0,00 0,22

1 2 3 4 5 6 71 73 39 14 4 7 0 1

2 39 82 13 8 21 1 4

3 12 17 2 3 6 0 1

4 5 6 3 2 2 0 2

5 9 20 8 3 25 0 1

6 0 1 0 0 0 0 0

7 2 5 0 0 0 0 2

а) б)


206

– с транспортом; 4 – электроснабжение; 5-прочее; 6 - геология; 7 – предварительные задержки в лаве.

Анализ таблицы показывает, что наиболее вероятны (53%) переходы из состояния 1 в состояние 1, т.е. поломка, связанная с оборудованием по выемке полезного ископаемого сменяется та-кой же поломкой. Так же большую вероятность имеет переход из состояния 2 в 2 (49%) и 7 в 2 (56%). Можно предположить, что простои выемочного оборудования сменяются такими же просто-ями из-за некачественного ремонта, а простои, связанные с оста-новками лицами горнотехнического надзора, сменяются просто-ями транспортного оборудования из-за нарушений правил экс-плуатации и безопасной работы, что приводит к аварии, связан-ной с транспортом. Эта внутренняя связь отражается тем, что по-лучается большое значение вероятности перехода. Если постро-ить марковскую цепь, то эта закономерность будет присутство-вать в ней в скрытом, устойчивом виде, и тогда марковская цепь будет отражать реальную чередуемость и периодичность этих ос-тановок.

Матрицы переходов дают возможность построить времен-ные ряды, чередуемости переходов во времени. Для этого по ка-ждому фактору производится сортировка вероятностей по воз-растанию. Задается произвольное начальное состояние системы. Например, пусть очистной забой находится в состоянии простоя из-за причины 3 (посадка на жестко секции механизированной крепи из-за обрушения пород непосредственной кровли). Затем генератором случайных чисел генерируем случайное число и подставляем в матрицу переходов соответствующего состояния. Тип простоя, ближайшая большая вероятность которого близка к случайному числу, будет являться следующим переходом с веро-ятностью соответствующей ему.

На рис. 8. показаны временные ряды переходов, которые вызванные причинами остановок. По оси абсцисс откладываются причины (номер) простоев, а по оси ординат вероятность перехо-дов. Каждая цифра характеризуется гистограммой распределе-ния, а так же его параметрами. Эти параметры мы можем исполь-


207

зовать в качестве исходных данных для работы более общей мо-дели, которая отражает и моделирует всю работу очистного за-боя.

Рис. 8. Графики переходов

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

145722223222271125234111552532525221221112111222111111311115Вид простоя

Вер

оятн

ость

пер

еход

а

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

352111111153225252521557722122212332122222312111235255522231Вид простоя

Веро

ятно

сть

пере

хода

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

221352125222215511222111411211115522222532322132222111351223Вид простоя

Вер

оятн

ость

пер

еход

а


208

Выводы и направления дальнейших исследований. На основе проделанного анализа установлено, что большин-ство остановок очистных забоев вызвано непосредственно или косвенно негативным проявлением горного давления. Построены и проанализированы гистограммы распределения простоев. Построена матрица переходов между причинами про-стоев очистного забоя. Составлены временные ряды, разработана методика моделирования случайных остановок, которые могут быть использованы в качестве исходных данных для работы об-щей модели для имитации работы очистного забоя.

Дальнейшими исследованиями является совершенствование глобальной модели, которая описывает всю работу очистного за-боя как стохастической системы.

Список литературы 1. Федоров В.Н. Обеспечение ритмичной работы очистных забоев –

главное условие роста эффективности / В.Н. Федоров // Уголь. – 2009. – №1. – С. 70-73.

2. Федоров В.Н. К вопросу о техническом регулировании производ-ственных процессов современной шахты / В.Н. Федоров // Уголь. – 2010. – №2. – С. 49-51.

3. Прогрессивные технологические схемы разработки пластов на угольных шахтах. А.С. Кузьмич и др. – Институт горного дела им. А.А. Скочинского, 1979 г. – 246 с.

4. Левкович П.Е., Чаленко Н.Е. Планирование нагрузки на очистной забой с учетом надежности машин и изменения условий эксплуатации / Уголь Украины. – 1967. – №4. – С. 24-26.

5. Носенко С.И., Носенко А.С. Априорный анализ надежности ра-боты погрузочной машины как сложной системы /Материалы Междуна-родной научной конференции «Неделя горняка», 31 января - 4 февраля 2000, Москва, 2000. –С.113-116.

6. Проявления горного давления в очистных выработках при при-менении механизированных крепей / Кузнецов С.Т., Орлов А.А., Глуши-хин Ф.П. и др. – М.: Недра, 1966. - 318 с.

7. Чжунь Кай-Лай. Однородные марковские цепи / Чжунь Кай-Лай. – М.: Мир, 1964. – 428с.

Стаття надійшла до редакції 09.11.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук С.М. Александровим

А.В. Мерзлікін, Ю.М. Селезньова, С.В. Кузяра, В.В. Назимко


209

Донецький національний технічний університет УДОСКОНАЛЕННЯ МАТЕМАТИЧНОЇ МОДЕЛІ НАДІЙНОСТІ РОБОТИ ОЧИСНОГО ВИБОЮ З УРАХУВАННЯМ ВПЛИВУ ГІРСЬКОГО ТИСКУ

Виконано аналіз простоїв шахтного устаткування і побудовані гісто-грами їх розподілу. Аналіз показав, що найбільший час простоїв має най-меншу ймовірність, а гістограми розподілів не суперечать експоненціаль-ним законом. Це свідчить про те, що природа процесів зміни одних просто-їв іншими може бути описана марковськими ланцюгами. Складені часові ряди, розроблена методика зупинок моделювання шахтного устаткування.

Ключові слова: простої устаткування, матриці переходів, ймовір-ність.

A. Merzlikin, Yu. Selezneva, S. Kuzyara, V. Nazimko Donetsk National Technical University IMPROVING A MATHEMATICAL MODEL OF THE RELIABILITY OF A WORK-ING FACE TAKING INTO ACCOUNT ROCK PRESSURE INFLUENCE

The paper provides an analysis of mining equipment downtimes and a his-togram of their distribution. The analysis has shown that the longest downtime has the least probability, and distributions histograms do not conflict with the exponential law. It testifies to the fact that the nature of the processes of ex-changing delays can be described by Markov chains. We provide time-series and a technique of simulating mining equipment shutdowns.

Keywords: downtime, transition matrix, probability.


210

УДК 621.3:622

А.А. Яйцов (инж.), ПрАО «Донецксталь», г. Донецк, Украина

И.В. Назимко (канд. техн. наук), УкрНИМИ НАН Украины, г. Донецк, Украина

Д.М. Никулин (студ.), В.В. Назимко (д-р техн. наук, проф.) ДонНТУ, г. Донецк, Украина

ОБОСНОВАНИЕ ГЛУБИНЫ ГЕРМЕТИЗАЦИИ ДЕГАЗА-

ЦИОННОЙ СКВАЖИНЫ КАК ФУНКЦИИ ГОРНОГО ДАВЛЕНИЯ

Деформации устья дегазационной скважины рассмотрено как функ-цию деформаций пород кровли подготовительной выработки, с которой эта скважина пробурена. Установлена зависимость необходимой глубины герметизации скважины от уровня утечек метана и ведличины деформа-ции. Обоснованы мероприятия по обеспечению устойчивости скважины.

ВВЕДЕНИЕ Энергетическая независимость Украины неразрывно связана

с развитием угольной отрасли. Практически все отечественные месторождения каменного угля характеризуются высокой газо-носностью, находятся на значительных глубинах и разрабатыва-ются подземным способом. В связи с этим высокопроизводи-тельная подземная добыча угля невозможна без дегазации спут-ников и газоносных песчаников, из которых поступает в рабочее пространство действующего забоя от 30 до 80% дополнительного взрывоопасного газа [1 - 2].

Наибольшая часть взрывоопасного шахтного метана улав-ливается через подземные дегазационные скважины, которые бу-рят из подготовительных выработок. К сожалению, в условиях украинских угольных шахт основная доля метана каптируется де-газационными скважинами после подработки, расслоения и раз-рушения массива горных пород позади действующей лавы. На рис. 1 приведены типичные результаты мониторинга газовыделе-ния из дегазационных скважин по данным [2 - 4]. Положитель-ными числами обозначено расстояние до скважины впереди ла-

© Яйцов А.А., Назимко И.В., Никулин Д.М., Назимко В.В., 2012


211

вы, отрицательными после прохода лавы. Скважины отличались углом разворота относительно оси выработки, из которой они были пробурены. Видно, что независимо от параметров дегаза-ционных скважин дебит газа впереди лавы до ее подхода на 10 м является несущественным и составляет в среднем 0,5 м3/мин. Лишь после прохода лавы и подработки массива дегазационная скважина стала каптировать значительное количество метана, причем максимум составил 4-5 м3/мин после отхода лавы на 30-40м. При последующем отходе лавы от скважины интенсивность газоулавливания начала затухать и на удалении 100м от очистно-го забоя упала до 1-2 м3/мин.

Очень похожая динамика газоотвода регистрируется на

угольных шахтах Германии [5] (рис. 2). Максимум интенсивно-сти улавливания метана наблюдается после подработки толщи и удаления лавы на расстояние 30м. Наиболее активная стадия га-зовыделения наблюдается до отхода лавы на 120м.

Интегрируя скорость газовыделения на рис. 1 и 2, можно показать, что более 90% газа улавливается дегазационными скважинами позади лавы. Геомеханическая причина такого эф-

0

1

2

3

4

5

6

-200 -150 -100 -50 0 50 100

Расстояние от забоя лавы, м

Деб

ит м

етан

а,ку

б.м/

мин

Крутые Пологие

Рис. 1. Изменение дебита подземных дегазационных скважин в зави-симости от расстояния до очистного забоя [3]


212

фекта объясняется расслоением и разрушением подработанной толщи позади движущейся лавы в зоне активных сдвижений. Это содействует интенсивному газовыделению благодаря раскрытию сообщающихся пор, раскрытию существующих и образованию новых трещин в массиве горных пород. Указанный геомеханиче-ский эффект сопровождается десорбцией газа и увеличением ин-тенсивности его фильтрации в сторону выработанного простран-ства благодаря возрастанию проницаемости массива на несколь-ко порядков. Так согласно [1, 6] проницаемость угленосного массива на глубинах 600-1000м составляет доли дарси в то время как после его подработки она может увеличиться до тысяч и де-сятков тысяч милидарси.

В зоне активных сдвижений действуют два противоречивых геомеханических фактора: с одной стороны разрушение подраба-тываемой толщи содействует активизации десорбции и фильтра-ции газа, а с другой разрушению дегазационных скважин, кото-рые пробурены именно в область активных сдвижений, где про-цесс разрушения пород является наиболее интенсивным. По-скольку дегазационные скважины бурятся из подготовительных

Рис. 2. Изменение дебита подземных дегазационных скважин в зависимости от расстояния до очистного забоя по типичным дан-

ным из опыта германской угольной шахты [5]


213

выработок, находящихся под негативным влиянием горного дав-ления, наибольшему разрушению подвержены устья скважин. В связи с этим главное внимание исследователей должно быть уде-лено изучению процесса совместного разрушения вмещающих подготовительную выработку пород и устья дегазационной сква-жины, которое находится в области влияния подготовительной выработки. Решение этой задачи описывается в настоящей ста-тье.

ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА РАЗРУШЕНИЯ ТОЛЩИ В ОКРЕСТНОСТИ СОПРЯЖЕНИЯ ЛАВЫ С ПОДГОТОВИ-

ТЕЛЬНОЙ ВЫРАБОТКОЙ НА КОМПЬЮТЕРНОЙ МОДЕЛИ В связи с тем, что задача совместного разрушения пород во-

круг подготовительной выработки и устья дегазационной сква-жины, которая пробурена из этой выработки является сложной и должна решаться только в трехмерной постановке, использовался метод конечных элементов.

На рис. 3 приведена расчетная схема, на которой позицией 1 показан очистной забой, двигающийся в направлении, указан-ном стрелкой. Позиция 2 обозначает выработанное пространство, в окрестности которого происходят активные сдвижения, содей-ствующие разрушению вмещающих выработку 3 пород и дегаза-ционной скважины 4, которая пробурена с данной выработки. Процесс разрушения вмещающих пород моделировался с помо-щью модели Дракера-Прагера с применением теории прочности Кулона-Мора и учетом разуплотнения разрушенных пород.

Следует подчеркнуть, что массив горных пород вокруг под-готовительной и очистной выработки, а также в окрестности ствола дегазационной скважины испытывает как непрерывные, так и дискретные деформации. Непрерывные деформации харак-теризуются плавным их изменением в пространстве (производ-ные от величин этих деформаций всегда имеют определенное ко-нечное значение). Дискретные деформации характеризуются скачкообразностью, прерывистостью (производная таких дефор-маций по координатам пространства неопределенна и терпит раз-рыв). Дискретные деформации еще называют сосредоточенными. Наиболее характерными сосредоточенными деформациями


214

Рис. 3. Цифровая модель для исследования напряженно-деформированного состояния сопряжения лавы со штреком: 1- ра-бочее пространство очистного забоя, 2 – выработанное пространст-

во, 3 – дегазационная скважина

1 2

а

б

4

3


215

являются расслоения по контактам смежных слоев и сосредото-ченный сдвиг по контакту берегов трещины, который является следствием скольжения одного берега трещины относительно другого.

Анализ непрерывных деформаций. На рис. 4 приведена эво-люция распределения касательных напряжений в плоскости се-чения подготовительной выработки по мере подвигания очистно-го забоя. Эти напряжения являются наиболее опасными с точки зрения возможного разрушения массива горных пород в объем-ном напряженном состоянии. На фрагменте А видно, что как только окно лавы подходит к точке наблюдения, со стороны не-тронутого массива в кровле выработки возникает область 1 по-вышенных касательных напряжений. После удаления лавы на расстояние 50м происходит сжатие угольного пласта и охранного сооружения и возникает несколько зон повышенных касательных напряжений (фрагмент Б). Так в кровле со стороны нетронутого массива 2 наблюдается максимальный уровень касательных на-пряжений, которые возбуждают угловую деформацию вмещаю-щих пород против часовой стрелки и вращают массив в сторону полости выработки. Указанные напряжения ответственны за раз-рушение пород непосредственной кровли и в первую очередь за деформации устьев дегазационных скважин, если они бурятся на массив. Аналогичные касательные напряжения и противополож-ные по знаку возникают в почве (область 3). Эти напряжения возбуждают пучение пород почвы и выдавливание их в полость штрека.

Наиболее интенсивная динамика касательных напряжений наблюдается вокруг охранного сооружения. Повышенные напря-жения сдвига возникают как со стороны подготовительной выра-ботки (зоны 4 и 5), так и у границы с выработанным пространст-вом (зоны 6 и 7). Эти напряжения ответственны за обрез непо-средственной кровли за охранным сооружением (область 6), а также за разрушение устьев дегазационных скважин, которые бу-рятся на выработанное пространство.


216

Рис. 4. Изменение касательных напряжений в плоскости сечения выра-ботки

а

б

1

2

3

4

5

6

7


217

На рис. 5 показана серия слайдов, иллюстрирующих процесс развития разрушений. Так напротив окна лавы и до момента заметно-го сжатия охранного сооружения разрушения развиваются в основ-ном со стороны нетронутого массива 1, где наблюдается как уже от-мечалось высокий уровень нормальных и касательных напряжений (фрагмент А). Породы непосредственной кровли пласта, примыкаю-щие к штреку на его сопряжении с лавой оседают без особого разру-шения.

Наиболее выраженным на этой стадии будет расслоение пород кровли, что может негативно сказаться в виде увеличения подсосов воздуха через устья дегазационной скважины и снижение эффектив-ности ее работы. Именно против такой деформации применяют гер-метизацию устья дегазационной скважины. Моделирование дает возможность обосновать необходимую и достаточную глубину гер-метизации, поскольку достаточно обоснованных рекомендаций по выбору глубины герметизации нет.

Однако как только охранное сооружение принимает на себя ос-новную нагрузку подработанной и оседающей толщи, процесс раз-рушения пород вокруг охранного сооружения становится превали-рующим (позиция 2 на фрагменте Б). После удаления лавы на значи-тельное расстояние в боковой стенке выработки со стороны нетрону-того массива и в окрестности охранного сооружения развиваются зо-ны интенсивного разрушения вмещающих пород, а в кровле выра-ботки происходит расслоение, что является потенциальной опасно-стью для устья дегазационной скважины (фрагмент в).

Впереди движущегося очистного забоя возникает зона отжима пласта и опережающего разрушения пород кровли 3, а позади поса-дочного ряда механизированной крепи возникает область обрушения подработанных пород кровли 4.

Видно, что при податливом охранном сооружении больше раз-рушаются породы кровли со стороны нетронутого массива, а породы непосредственной кровли со стороны выработанного пространства оседают с расслоением. Расслоение в окрестности устья дегазацион-ной скважины приводит к подсосам воздуха и снижению эффектив-ности дегазации из-за разбавления метана, а также падения вакуума.


218

Рис. 5. Развитие зон запредельного состояния вокруг выработки и со-пряжения ее с лавой

а

б

в

1

2

3

4


219

На рис. 5а показан процесс необратимого деформирования толщи вокруг выемочного штрека. На данном фрагменте лава с охранным сооружением расположены справа. Возможное поло-жение дегазационных скважин показано пунктирными линиями. По деформациям элементов хорошо заметно, что при интенсив-ном деформировании вмещающих пород опасность разрушения устья дегазационной скважины существует при любых вариантах ее заложения относительно контура выемочного штрека. Это свидетельствует о сложности проблемы обеспечения устойчиво-сти ствола подземной дегазационной скважины.

Сосредоточенные деформации. Анализ перераспределений

горизонтальных сдвижений массива вокруг выработки и скважи-ны свидетельствует о том, что заметные сдвижения в плоскости напластования вдоль линии падения (рис. 6) и простирания (рис. 7) начинаются только после прохода лавы, то есть в зоне актив-ных сдвижений. При этом примыкающие породы непосредствен-ной кровли к контуру подготовительной выработки имеют тен-денцию смещаться в сторону падения (указано стрелкой вправо на рис. 6), что является следствием смещений массива у сопря-

Рис. 5а. Характер динамики разрушения крепи и вмещаю-щих пород в зоне активных сдвижений


220

жения в полость штрека. Вышележащие же породы основной кровли смещаются в сторону восстания, то есть на выработанное пространство отрабатываемой лавы (стрелка влево). Вторая тен-денция является следствием процесса сдвижения массива вокруг выработанного пространства лавы. Таким образом, две противо-положные тенденции являются следствиями сдвижений подраба-тываемой толщи вокруг малой (подготовительная выработка) и большой (лава) геомеханических систем.

Рис.7. Распределение сдвижений вдоль оси выработки

Рис. 6. Распределение горизонтальных сдвижений в плоскости сече-ния штрека


221

С позиций охраны устья дегазационной скважины такие тенденции сдвижений в плоскости напластования весьма опасны, поскольку очевидно, что они порождают сосредоточенный срез ствола скважины. На рис. 7 видно, что сдвижения в плоскости напластования вдоль линии простирания или вдоль оси выработ-ки порождают аналогичные сосредоточенные сдвиги толщи в плоскости породных слоев подрабатываемой кровли. При этом в непосредственной кровле сдвижение вдоль напластования на-правлено в сторону движения лавы, то есть массив движется вдо-гонку за лавой.

Породы же основной кровли наоборот, сдвигаются в сторо-ну выработанного пространства, то есть в направлении, противо-положном движению лавы. Характерно, что наибольшие величи-ны сдвижений наблюдаются на расстоянии нескольких метров от сопряжения лавы со штреком со стороны выработанного про-странства (см. левый фрагмент рис. 7). Значительные градиенты сдвижений вдоль оси выработки отмечаются также над полостью подготовительной выработки (правый фрагмент). Именно через указанные области бурится подавляющее число дегазационных скважин (то есть на выработанное пространство действующей лавы). Поскольку устье скважины при этом неизбежно пересека-ет данные области, это увеличивает вероятность сосредоточенно-го сдвига ствола скважин и выхода ее из строя, или, по крайней мере, снижения эффективности дегазации.

Указанные тенденции смещений пород кровли в плоскости напластования весьма опасны для ствола дегазационной скважи-ны, так как сосредоточенные срезы возникают под углом, близ-ким к перпендикулярному к оси скважины, и кроме этого макси-мум опасных деформаций сосредоточенного среза наблюдается в зоне активных сдвижений, в пределах которой происходит наи-более интенсивная дегазация спутников и газоносных песчани-ков, залегающих в кровле отрабатываемого пласта.

Учитывая важность установленных закономерностей на цифровой модели, они проверялись шахтными инструменталь-ными наблюдениями.


222

ИЗМЕРЕНИЕ СОСРЕДОТОЧЕННЫХ ДЕФОРМАЦИЙ СТВОЛОВ ДЕГАЗАЦИОННЫХ СКВАЖИН

Для измерения пространственных параметров деформаций дегазационных скважин использованы основанные на аналити-ческой геометрии преобразования координат при повороте ко-ординатных систем на угол разворота дегазационной скважины и угол ее подъема. На рис. 8 показано соотношение таких систем. Система координат, в которой производятся непосредственные измерения, привязана к скважине. При этом ось X1 совпадает с осью измеряемой скважины, осьY1 ориентирована вдоль прости-рания то есть горизонтальна а ось Z1 перпендикулярна им. Ось ОО направлена вдоль оси горизонтальной выработки, с которой пробурена дегазационная скважина.

O

N

Е

O

O

Линия паде-ния (100)

Y1

Z1

X1

Угол разворота

Ac

Aв

Рис.8. Соотношение координат основной системы и скважины


223

Исчерпывающая информация об элементах залегания сосре-доточенного сдвига заключается в пространственном положении его плоскости, величине и направлении сдвига. Все эти элементы можно получить внутри скважины в системе координат, связан-ной со скважиной. На рис. 9 приведен вид внутреннего простран-ства дегазационной скважины, если смотреть в нее через устье. При сосредоточенном сдвиге из устья будет виден полумесяц по-родного уступа 1F23, который образовался в процессе перереза-ния ствола скважины. Для минимизации погрешности определе-ния координат целесообразно определять положения точек 1, 2 и 3, поскольку они максимально разнесены.

Рис. 9. Схема снятия координат в системе скважины

Z1

Y1 O1, X1

V

2

1

3

F1

F

D d


224

Имея координаты x11 y1

1 z11, x2

1 y21 z2

1, x31 y3

1 z31, опреде-

ленные в системе OX1Y1Z1 пересчитываем эти координаты в сис-теме OXYZ с помощью направляющих косинусов и получаем окончательно x1 y1 z1, x2 y2 z2, x3 y3 z3. Имея координаты указан-ных трех точек составляем уравнение плоскости сосредоточенно-го сдвига по зависимости

Ax + By + Cz – D = 0 (1) где

По полученным данным определяют направляющие косину-

сы нормали к плоскости сосредоточенного сдвига (2)

и расстояние к плоскости по нормали (3) При этом знак выбирается таким образом, чтобы р было по-

ложительным. Направление сдвига определяют исходя из коор-динат двух точек: 3 и F1. При этом координаты точки F1 вычис-ляют по зависимости

xf=0,5(x1 + x2); yf=0,5(y1 + y2); zf=0,5(z1 + z2) тогда

(4)

111

33

22

11

zyzyzy

A 111

33

22

11

xzxzxz

B 111

33

22

11

yxyxyx

C

333

222

111

zyxzyxzyx

D

222cos

CBAA

x

222

cosCBA

By

222cos

CBAC

z

222 CBADp

23

23

23

3

)()()(cos

fff

fx

zzyyxx

xx

23

23

23

3

)()()(cos

fff

fy

zzyyxx

yy

23

23

23

3

)()()(cos

fff

fz

zzyyxx

zz


225

Величину сосредоточенного сдвига определяют по зависи-мости

V=(D-d)/cosαx , (5)

где D - первоначальный диаметр скважины, d – остаточная вели-чина наибольшего размера поперечного сечения скважины в мес-те сосредоточенного сдвига (см. рис. 8). При этом направляющий косинус определяется во вспомогательной системе координат

(6) Таким образом, для определения всех параметров сосредо-

точенного сдвига необходимо измерить координаты трех точек 1, 2 и 3 в системе координат дегазационной скважины, величину поперечного сечения d скважины в месте сосредоточенного сдви-га и знать диаметр скважины D, а также углы ее подъема и разво-рота.

Для осуществления таких измерений авторами сконструи-рован и испытан специальный инструмент, схема которого пока-зана на рис. 10. Измеритель состоит из трубчатого досыльника 1, имеющего на конце шарнир 2, к которому присоединен шарнир-ный четырехзвенник 3. К противоположному шарниру 4 присое-динен толкатель 5, вставленный вовнутрь досыльника 1 и имею-щий выступающую из него ручку 6.

Разработанное устройство дает возможность измерить все виды деформаций дегазационной скважины: элементы залегания нескольких плоскостей сосредоточенных сдвигов в одной и той же скважине, а также участки сужения или расширения дегазаци-онной скважины. Так после измерения параметров очередного сдвига четырехзвенник инструмента складывается и продвигает-ся через узкое место скважины, а затем раскрывается опять на ве-личину диаметра скважины.

2113

2113

2113

113

)()()(cos

fff

fx

zzyyxx

xx


226

Этот же инструмент применяется для измерений каверн, об-разовавшихся в результате обрушений стенок скважины или ме-стных сужений, которые сформировались из-за потери устойчи-вости сечения скважины под действием горного давления.

В таблице 1 приведены примеры измерений координат

плоскости сосредоточенного сдвига в натурных условиях. Результаты измерений наносились на стереографическую

равнопромежуточную сетку Каврайского (рис. 11) и обрабатыва-лись методами математической статистики. При этом группа то-чек 1, расположенная в первом квадранте стереографической проекции принадлежит лавам, которые отрабатывались в условно южном направлении (или вниз на чертеже), а группа 2, располо-женная в четвертом квадранте, обусловлена отработкой лав в ус-ловно северном направлении. Отмеченные особенности означа-ют, что плоскости сосредоточенных сдвигов сформированы в ос-новном вдоль слоистости пород подрабатываемой толщи, причем сами плоскости сосредоточенного сдвига слегка завалены на вы-работанное пространство. Частично завал направлен вдоль линии очистного забоя и частично назад в противоположную сторону относительно направления подвигания лавы. Такой завал плоско-стей сосредоточенного сдвига относительно плоскостей напла-стования обусловлен изгибом слоистой толщи в указанных на-правлениях.

Рис.10. Схема устройства измерителя параметров сосредоточенно-го сдвига

X

1

2

3 6 5

7

9 8

4 10


227

Таблица 1 Типичные результаты измерений координат плоскости сосредоточенного

сдвига Полярные координаты точек

1 2 3

Шах

та, в

ыраб

отка

Дли

на с

кваж

ины,

м

Диа

метр

скв

ажин

ы, м

м

Уго

л ра

звор

ота,

гра

д

Уго

л по

дъем

а, г

рад

Разм

ер с

ечен

ия в

точ

ке

срез

а, м

м

Х, мм угол, град



им. Засядько, 17 восточная лава

45 150 35 20 123 12742 15 12754 190 12720 105


56 150 42 26 130 9462 45 9458 230 9492 140

им. Засядько, восточная разгрузоч-ная лава

73 120 112 30 102 8928 56 8925 230 8891 140


34 120 32 24 96 6073 130 6069 305 6121 210

ш/у им. Кирова, 1 вентиляционный штрек восточной лавы

36 72 38 31 58 7392 45 7390 235 7415 145

Шахта Красно-армейская-Западная №1, 4 южный венти-ляционный штрек

48 96 92

40 76 5094 235 5084 55 5063 145

Шахта Красно-армейская-Западная №1, 5 южный венти-ляционный штрек

65 96 24 45 81 14105 305 14111 120 14046 220

Шахта Красно-армейская-Западная №1, 4 северный вен-тиляционный штрек

68 112 37 23 92 8013 85 8021 260 8110 280

На рис. 12 приведен график изменения плотности сосредото-

ченных деформаций в виде среза или расслоения ствола скважин и шпуров в зависимости от расстояния до контура подготовитель-ных выработок, из которых пробурены скважины. Измерения про-изводились в выработках, поддерживаемых позади движущихся лав. Смещения кровли в этих выработках были значительными и находились в пределах 250-420мм. Видно, что с приближением к контуру выработки расстояние между сосредоточенными дефор-мациями существенно уменьшается. Значительное


228

Рис. 11. Стереографическая проекция элементов ориентации плос-костей сосредоточенного сдвига на сетке Каврайского

1

2

y = 1,899Ln(x) + 1,40R2 = 0,886

0

2

4

6

8

0 2 4 6 8 10 12 14Расстояние от контура выработки, м

Сре

днее

рас

сотя

ние

меж

ду

трещ

инам

и, м

Рис. 12. Изменение плотности сосредоточенных деформаций вдоль дегазационных скважин


229

влияние выработки на устье дегазационной скважины распро-страняется на глубину 10м. С удалением от контура подготови-тельной выработки расстояние Y между соседними сосредото-ченными деформациями ствола скважин увеличивается согласно логарифмической зависимости:

Y = 1,899 Ln(x) + 1,40, м (7)

где х – расстояние от контура выработки вглубь массива, м Таким образом, выполненные инструментальные наблюде-

ния по кавернометрии плоскостей среза скважин и шпуров, про-буренных с контура подготовительных выработок, подтвердили закономерности, найденные с помощью компьютерного модели-рования, а именно: подавляющее большинство срезов и расслое-ний стволов скважин и шпуров ориентировано параллельно на-пластованию пород, причем в зоне влияния подготовительной выработки плотность таких деформаций существенно увеличива-ется, что повышает вероятность разрушения устья дегазационной скважины.

Для изучения деформаций стволов дегазационных скважин были выполнены натурные инструментальные наблюдения рас-тяжений вдоль оси скважин с помощью глубинных реперов, а также общей деформационной картины с помощью физического моделирования. На рис. 13 показаны результаты измерения де-формаций расслоения в кровле выработки вдоль осей дегазаци-онных скважин. На оси абсцисс отложено безразмерное расстоя-ние от контура выработки вглубь массива в величинах радиуса сводовой части выработки арочной формы. На оси ординат пока-заны безразмерные или относительные деформации растяжения оси скважины, приведенные к величине смещений кровли выра-ботки.

Видно, что деформации растяжения оси дегазационной скважины уменьшаются по экспоненте с удалением от контура выработки вглубь массива. С приближением к контуру выработ-ки на расстояние полтора ее радиуса деформации растяжения оси экспериментальной скважины резко увеличиваются, а у контура достигают величины 0,25 и более. Такие интенсивные расслоения


230

пород приводят к утечкам газа и подсосам воздуха, что снижает эффективность работы дегазации. Именно поэтому дегазацион-ные скважины необходимо герметизировать на указанном интер-вале. Это хорошо согласуется с результатами измерений прони-цаемости массива согласно данным [6] (рис. 14).

Исследования на моделях из эквивалентных материалов.

Для проверки достоверности результатов шахтных инструмен-тальных наблюдений и возможности их обобщения были проана-лизированы данные физического моделирования, выполненного авторами статьи (рис. 15) и специалистами фирмы ДМТ [7] (рис. 16). На снимках приведены состояния сечения выработки на мо-делях из эквивалентных материалов после их интенсивной де-формации. Отчетливо видны деформации расслоений (3) и со-средоточенных срезов (1 и 2). Такие же деформации показаны на породном обнажении рассечки выработки в натурных условиях на рис. 17. Смещения кровли настолько интенсивны, что анкер изогнулся на участке, примыкающем к полости

Рис. 13. Результаты статистического анализа данных натурных наблюде-ний по глубинным реперам

y = 0,0496x-2,209

R2 = 0,689y = 0,0505x-2,122

R2 = 0,974y = 0,0453x-2,78

R2 = 0,9

y = 0,0182x-2,731

R2 = 0,946

y = 0,0158x-3,259

R2 = 0,997

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00Расстояние от контура

Деф

орма

ция

0,070,100,110,130,160,180,190,25


231

подготовительной выработки на угол, достигающий 400 . Точно такие же деформации испытывают и устья дегазационных сква-жин. Видно, что даже участок плавного изгиба формируется за счет деформации сосредоточенного среза и расслоения вмещаю-щих пород.

Обобщение результатов изучения сосредоточенных дефор-маций показано на рис. 18.

Величина сосредоточенных деформаций распределена со-гласно нормальному закону (рис. 19), но практически не зависит от расстояния относительно контура выработки (рис. 20). Это значит, что на любой глубине от контура выработки может реа-лизоваться сосредоточенная деформация любой величины в диа-пазоне от 0,01 до 0,3. Зато средняя величина сосредоточенной деформации Tc дегазационной скважины определяется величи-ною смещений U на контуре подготовительной выработки (рис. 21) и может быть найдена по логарифмической зависимости (дающей результат с погрешностью 27% и надежностью 72%):

Рис. 14. Распределение проницаемости вокруг подготови-тельной выработки по Айруни: [6]

y1 = 2,56e-0,404x

R2 = 0,9

y2 = 4,765e-0,351x

R2 = 0,93

y3 = 5,13e-0,307x

R2 = 0,93

0

1

2

3

4

5

0 5 10 15Расстояние от контура, м

Про

ницп

емос

ть, М

д*10

-40,110,230,302


232

Рис. 15. Состояние модельной выработки после деформи-рования вмещающих пород

Рис. 16. Примеры сосредоточенных сдвигов на физической моде-ли по данным фирмы ДМТ

1

2


233

Tc= 0,056*LN(U+0,0046)+0,3 (8) Поскольку сосредоточенные деформации указаны в долях

от величин смещений кровли выработки, можно сделать вывод о том, что указанный диапазон деформаций является весьма опас-ным для ствола дегазационной скважины.

Чаще всего диаметр дегазационных скважин находится в

диапазоне 72-150мм. При смещении кровли выработки равном 300мм сосредоточенная деформация среза составит 300*0,3=90мм. Очевидно, что такая деформация может перере-зать ствол дегазационной скважины полностью или существенно уменьшить его живое сечение. Поскольку у контура выработки таких участков сужения скважины по крайней мере около десятка (см. график на рис. 12), местные сопротивления от отдельных

Рис. 17. Характер изгиба стадеполимерного анкера в кровле выработки


234

А

а

Рис. 18. Формы деформации ствола дегазационной скважины: а – изгиб, искривление; б – растяжение; в – сосредоточенный срез

X

Z Y

б в

Рис. 19. Распределение величин безразмерной деформации сосредоточенного сдвига

Variable: ConcentrDef, Distribution: NormalChi-Square test = 2,00203, df = 3 (adjusted) , p = 0,57199

-0,0340,000

0,0340,068

0,1020,136

0,1700,204

0,2380,272

0,306

Верхний предел деформации

0

2

4

6

8

10

12

14

Чис

ло н

аблю

дени

й


235

сосредоточенных деформаций суммируются, а ее аэродинамиче-ское сопротивление увеличится до такой степени, что скважина практически перестанет выполнять свои функции. Это приведет к фильтрации газа в рабочее пространство горных выработок, воз-никновению местных скоплений метана у кровли выработки и может послужить причиной взрыва метановоздушной смеси.

Полученный результат подтверждается исследованием зави-симости аэродинамического сопротивления скважины от величи-ны сосредоточенной деформации среза ее ствола [8]. Установле-но, что при уменьшении диаметра живого сечения дегазационной скважины на величину, не превышающую радиуса скважины, ме-стное аэродинамическое сопротивление на участке сужения уве-личивается незначительно. Однако при дальнейшем перерезыва-нии ствола скважины ее аэродинамическое сопротивление воз-растает скачкообразно, а дебит скважины уменьшается во много раз.

Рис. 20. Зависимость относительной величины сосредоточен-ного сдвига от расстояния от контура выработки

y = 0,06x + 0,11R2 = 0,10

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00

Безразмерное расстояние от контура

Безр

азме

рная

вел

ичин

а со

сред

оточ

енно

го с

двиг

а


236

ОБОСНОВАНИЕ ГЛУБИНЫ ГЕРМЕТИЗАЦИИ ДЕГАЗА-ЦИОННОЙ СКВАЖИНЫ

Одним из важнейших параметров, который обеспечивает эффективную работу дегазационной скважины, является глубина ее герметизации. СОУ [9] рекомендует принимать глубину гер-метизации не менее 6 – 10м. Величина этого параметра по суще-ству взята из Руководства [10], в котором рекомендуется такой же диапазон глубин герметизации. Меньший предел глубины герметизации в СОУ рекомендуется для пологих пластов, боль-ший для крутых.

Тот же принцип выбора глубины герметизации заложен и в Руководстве. При этом в п. 6.1.3 Руководства [10] уточняется, что глубина герметизации принимается не менее 6м при углах разво-рота дегазационной скважин относительно оси подготовительной выработки в пределах 60-900. Если же угол разворота меньше 600, тогда глубина герметизации должна быть не менее 10м. Этим по-ложением косвенно подтверждается решающая роль сдвижений

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40

Относительная величина смещений кровли, U

Отн

осит

ельн

ая в

елич

ниа

соср

едот

очен

ного

сдв

ига,

Tc

Рис. 21. Зависимость величины сосредоточенного сдви-га от смещений кровли выработки


237

пород вокруг подготовительной выработки в формировании не-гативных условий, снижающих устойчивость ее устья. Другими словами, глубина интенсивного разрушения вмещающих выра-ботку пород принимается равной не менее 6м.

В данной работе обоснованы параметры дегазационных скважин и разработана методика для их выбора. На рис. 22 пока-зан график для выбора глубины герметизации дегазационной скважины в зависимости от допустимой величины деформаций расслоения пород кровли выработки. Эта зависимость получена на основе результатов исследований, описанных в предыдущем разделе. Если в качестве допустимых величин деформаций при-нимается 0,002, тогда глубина герметизации должна быть макси-мальной. Так при величине безразмерных деформаций, равных 0,11 (при радиусе выработки 3м это соответствует 330мм), глу-бина герметизации должна составлять 2,54 радиуса выработки (в данном примере 2,54*3м=7,62м). Однако уже при величине сме-щений кровли 0,22 (660мм) необходимая глубина герметизации увеличивается до 4,60 радиуса сводовой части выработки (13,8м).

Величина допустимой деформации расширения пород кров-

ли выработки равная 0,002 принята исходя из результатов много-

Рис. 22. Рациональный диапазон глубин герметизации дегазационных скважин

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3

Безразмерные смещения кровли

Безр

азме

рная

глуб

ина

герм

етиз

ации

ε = 0,002 ε = 0,004 ε = 0,006 Ряд5Ряд4 1

2


238

численных испытаний пород на растяжение. Доказано [11] что предел упругости осадочной породы на растяжение в среднем со-ставляет 0,002. При таких деформациях кровля останется еще це-лой, а сосредоточенные деформации расслоения не возникнут. Это значит, что проницаемость пород при указанном уровне де-формаций не превысит проницаемости нетронутого массива.

При бǒльших величинах деформации (например 0,004 и бо-лее – см. рис. 22) в кровле возникнут трещины расслоения, что приведет к подсосам воздуха, снижению вакуума и соответствен-но концентрации, а также дебита метана.

Диапазон смещений пород кровли выбран неслучайно. На рис. 22 видно, что вначале с ростом смещений кровли необходи-мая длина герметизации увеличивается затухающими темпами (от нуля до границы 1 на рис. 22). При величине смещений более 0,11 прирост рациональной длины герметизации происходит с точностью до третьего знака примерно линейно до величины смещений 0,22. Однако после этого начиная с границы 2 необхо-димая глубина герметизации дегазационной скважины продолжа-ет увеличиваться ускоренными темпами.

Это позволило выделить рациональный диапазон деформа-ций подготовительной выработки, из которой пробурена дегаза-ционная скважина. Границы этого диапазона находятся в преде-лах от нуля до 0,11-0,22 радиуса сводовой части подготовитель-ной выработки, из которой пробурена дегазационная скважина. При бǒльших величинах смещений кровли подготовительной вы-работки дегазацию из подземных скважин пробуренных с конту-ра данной выработки осуществлять нецелесообразно по несколь-ким причинам.

Во-первых, необходимая длина герметизации скважины становится слишком большой, причем каждый сантиметр допол-нительных смещений кровли требует все больше и больше при-ращения длины герметизации. Во-вторых, при величине смеще-ний, больше 0,22 радиуса сводовой части выработки сосредото-ченные деформации устья скважины становятся более 22% от ве-личины смещений кровли (см. рис. 21). Это значит, что в выра-ботке шириною вчерне 6м средние сосредоточенные деформации


239

ствола дегазационной скважины составят 3м*0,22*0,22 = 142мм. Практически любая дегазационная скважина при такой деформа-ции среза закроется полностью и прекратит свое функционирова-ние. Таким образом, лучше всего вести дегазацию через подзем-ные скважины при смещениях кровли выработки не превышаю-щих 0,11 от радиуса выработки. Эту границу можно увеличить до 0,22, но тогда придется сосредоточенные деформации устья скважины компенсировать увеличением диаметра и дополни-тельными мерами, что может оказаться нерациональным.

Еще одним ограничением при выборе глубины герметиза-ции дегазационной скважины являются утечки или подсосы воз-духа в трещины, образующиеся на участке устья скважины, близ-ко расположенном к полости выработки, а значит и к атмосфере. Для расчета таких утечек были выполнены специальные исследо-вания.

Рассматривался участок устья дегазационной скважины длиною 20м, что превышает все рекомендуемые и встречающие-ся в практике глубины герметизации. Вначале устья задавали ва-куум на уровне 0,08 от атмосферного давления, что соответство-вало примерно 70мм рт. ст. На удаленном участке устья вакуум принимался равным 0,09 от атмосферного давления, то есть учи-тывалось аэродинамическое сопротивление рассматриваемого участка скважины при дебите равном 4м3/мин и диаметре сква-жины 100мм.

На основании полученных в предыдущем разделе результа-тов задавался экспоненциальный закон распределения проницае-мости вдоль устьевого участка скважины (см. рис. 14). При этом множитель перед экспонентой принимался равным 4, а показа-тель экспоненты -0,35, что соответствовало наиболее вероятному значению указанных параметров при больших смещениях кровли выработки. Принимался ламинарный закон течения воздуха через трещины в результате его подсоса в устье дегазационной скважи-ны.

При таких начальных условиях и исходных данных рассчи-таны подсосы воздуха по длине устьевой части дегазационной скважины (рис. 23). За единицу принят объем подсоса при усло-


240

вии отсутствия герметизации. Практически это означает, что в скважину вставлена обсадная труба длиною не более 1м для под-ключения к дегазационному ставу. Полученные авторами резуль-таты хорошо согласуются с данными измерения давления газа в дегазационных скважинах в зависимости от глубины их гермети-зации [12] (рис. 24). Если подсосы воздуха считать обратно про-порциональными давлению и сопоставить с графиком на рис. 23, расхождение результатов расчета подсосов и измеренных паде-ний давления не превышает 13%, что свидетельствует о досто-верности полученного расчетного распределения подсосов воз-духа.

Полученный график имеет большое прикладное значение, поскольку дает возможность точнее и с большей надежностью оценить необходимую глубину герметизации дегазационной скважины от следующих исходных условий: прочности вме-щающих выработку пород, размера ее сечения, вчерне, паспорта крепления, способа и параметров охраны.

В таблице 2 приведены величины подсосов воздуха из атмо-сферы подготовительной выработки, из которой пробурена дега-зационная скважина в зависимости от глубины герметизации ее устья. Эти данные приводятся для больших смещений кровли выработки, в диапазоне от 0,11 до 0,22 радиуса выработки. За единицу приняты объемы подсосов при отсутствии герметизации скважины, пробуренной перпендикулярно к кровле подготови-тельной выработки. Видно, что при глубине герметизации рав-ном 2,31 радиуса выработки подсосы воздуха составят 12,62%. Это очень много с учетом того, что дебит газа через скважину со-ставляет всего 10-30% от общей величины подсосов в случае от-сутствия герметизации. Фактически это означает, что каптируе-мый метан будет разбавляться воздухом до низкой концентрации порядка 20-30%, а эффективность дегазации (вакуум, кпд систе-мы) будет падать, что и наблюдается на практике при недоста-точной глубине герметизации скважин.

Глубина герметизации равная 2,31 радиус выработки принят не случайно и при ширине сечения подготовительной выработки


241

вчерне равном 5,2м (радиус 2,6м) составляет 6м, рекомендуемых СОУ и Руководством.

Рис. 24. Изменение проницаемости массива горных пород с увеличением расстояния от контура выработки вглубь мас-

сива по Волощину и др. [12]

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 2 4 6 8

Длина герметизации, радиусов

Сум

марн

ые

утеч

ки

Рис. 23. График для выбора необходимой длины герметизации


242

Это не означает, что 6 метров герметизации будет недостаточно для обеспечения эффективной дегазации спутников и газоносных песчаников и сохранения высокой эффективности работы дегаза-ционной системы в целом. Для этого необходимо уменьшить смещения на контуре выработки ниже уровня 0,11 от радиуса выработки.

Из таблицы видно, что увеличение глубины герметизации до 3,85 радиусов выработки (это для типичных сечений подгото-вительных выработок составляет примерно 10м, рекомендуемых СОУ и Руководством) подсосы воздуха уменьшаются до 3,12%, а при глубине герметизации равной 5,77 радиусов (15м для типич-ных сечений выработок) подсосы становятся пренебрежимо ма-лыми.

Таблица 2

Зависимость величины утечек от глубины герметизации дегазационной скважины

Глубина герметизации

В мет-рах для ти-пичной вы-работки

В радиу-сах выра-ботки

Утечки (подсосы воздуха в скважину), %

6 2,31 12,62 10 3,85 3,12 15 5,77 0,49

Важно подчеркнуть, что управлять эффективностью дегаза-

ции подземными скважинами можно не только величиной сме-щений кровли подготовительной выработки, но и размерами ее сечения. Так при ширине выработки в проходке 4,4м глубина герметизации 6м соответствует 2,73 радиуса выработки, тогда как при ширине выработки вчерне 6м глубина герметизации стано-вит всего 2 радиуса, что приводит при одних и тех же смещениях кровли выработки к недопустимо большим утечкам и подсосам во втором случае.


243

Как показали исследования, глубина герметизации устья де-газационной скважины зависит не только от величины смещений кровли подготовительной выработки, но и от допустимого уровня утечек воздуха в скважину через трещины, образующиеся вокруг ее устья. В связи с этим были построены графики изменения не-обходимой глубины L герметизации дегазационной скважины от величины смещений кровли U подготовительной выработки при разных уровнях утечек воздуха (рис. 25). Видно, что указанные зависимости удовлетворительно описываются степенными функ-циями вида L = aUb.

Зависимости эмпирических коэффициентов а и b от допус-

тимого уровня Δ утечек были найдены путем обработки экспе-риментальных данных (рис. 26). В итоге была получена зависи-мость необходимой глубины герметизации устья дегазационной скважины от величины смещений кровли подготовительной вы-работки и уровня утечек воздуха:

y = 8,7513x0,4775

R2 = 0,9996 y = 11,366x0,7451

R2 = 0,9909

y = 11,816x1,0506

R2 = 0,98690

1

2

3

4

5

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25Величина безразмерных смещений кровли, радиусов

выработки

Дли

на ге

рмет

изац

ии, р

адиу

сов

5%10%30%20%

Рис. 25. График изменения необходимой длины герметизации в зависимости от величины смещений кровли и уровня утечек

воздуха


244

(9)

где L - необходимая глубина герметизации, радиусов выработки; Δ – допустимый уровень утечек (подсосов) воздуха через устье дегазационной скважины, %; U – смещения кровли выработки в ее радиусах.

МЕТОДИКА ВЫБОРА РАЦИОНАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ ДЕГАЗАЦИОННОЙ СКВАЖИНЫ

Расчет рациональных параметров дегазационной скважины ведется в следующем порядке. Производится по Указаниям ВНИМИ [13] расчет смещений кровли в подготовительной выра-ботке, которая будет поддерживаться или эксплуатироваться по-зади действующей лавы.

В качестве исходных данных для расчета учитывают глуби-ну разработки, размеры сечения примыкающей к действующей лаве подготовительной выработки, имеющей сечение арочной формы, тип крепи и ее несущую способность, способ охраны вы-

435,025,0173,069,6 UL

y = 6,69x0,173

R2 = 0,98

y = 0,25x0,435

R2 = 0,96

0

2

4

6

8

10

12

14

0 10 20 30 40

Процент утечек

Вел

ичин

а эм

пири

ческ

ого

коэф

фиц

иент

а

Ряд1Ряд2

Рис. 26. График для определения эмпирических коэффициентов в зависимости от уровня утечек


245

работки и его параметры, строение толщи пород вокруг выработ-ки, угол их залегания и прочность каждого породного слоя, а также срок службы выработки.

Рассчитанные смещения кровли нормируют на величину ра-диуса сводовой части выработки и по полученной приведенной величине смещений кровли по графику рис. 21 определяют ве-личину сосредоточенной деформации устья дегазационной сква-жины, которая ориентирована перпендикулярно породному об-нажению кровли выработки. Если эта деформация превышает по-ловину диаметра скважины, выполняют три следующих дейст-вия:

увеличивают диаметр дегазационной скважины; принимают меры по повышению устойчивости пород

кровли выработки; сокращают участок выработки позади лавы, в пределах

которого производят дегазацию, а затем отключают скважину от дегазационного става;

дегазационную скважину бурят позади лавы с таким рас-четом, чтобы часть смещений на контуре выработки уже реали-зовалась, а оставшаяся часть смещений имела допустимый уро-вень.

Указанные четыре варианта просчитывают с точки зрения затрат на их реализацию для экономического сравнения вариан-тов. Принимают наиболее приемлемый с технической и экономи-ческой точки зрения вариант и определяют по формуле (9) глу-бину герметизации устья дегазационной скважины с учетом за-данного уровня допустимых утечек воздуха.

Уточняют окончательную глубину герметизации устья дега-зационной скважины с учетом углов ее подъема и разворота.

ВЫВОДЫ В данной работе впервые исследованы деформации устья

дегазационной скважины в зависимости от деформаций пород вокруг подготовительной выработки, из которой она пробурена.

Экспериментально доказано, что в зоне активных сдвиже-ний позади действующей лавы, где выделяется основное количе-ство взрывоопасного метана из массива устья дегазационных


246

скважин претерпевают следующие основные виды необратимых деформаций:

- деформации растяжения вдоль оси скважины, которые со-действуют утечкам метана и подсосам воздуха из шахтной атмо-сферы;

- деформации сосредоточенного сдвига, которые перерезы-вают живое сечение канала дегазационной скважины, повышают ее аэродинамическое сопротивление и уменьшают дебит метана;

- такой же негативный эффект оказывает обрушения стенок скважин и заполнение ее живого сечения обломками;

- искривление оси скважины. Установлено, что с удалением от контура подготовительной

выработки расстояние между соседними сосредоточенными де-формациями ствола скважин увеличивается согласно логарифми-ческой зависимости, а величина указанных деформаций распре-делена согласно нормальному закону. Средняя величина сосредо-точенной деформации дегазационной скважины находится в ло-гарифмической зависимости от величины смещений на контуре подготовительной выработки.

Величина деформаций растяжения оси дегазационной сква-жины уменьшаeтся по экспоненте с удалением от контура выра-ботки вглубь массива. Расслоения пород приводят к утечкам газа и подсосам воздуха, что снижает эффективность работы дегаза-ции. Именно поэтому дегазационные скважины необходимо гер-метизировать на указанном интервале.

Установлено, что при уменьшении диаметра живого сечения дегазационной скважины на величину, не превышающую радиуса скважины, местное аэродинамическое сопротивление на участке сужения увеличивается незначительно. Однако при дальнейшем перерезывании ствола скважины ее аэродинамическое сопротив-ление возрастает скачкообразно, а дебит скважины уменьшается во много раз. Именно это обстоятельство накладывает ограниче-ния на допустимую величину сосредоточенных деформаций ствола дегазационной скважины.

Установлена эмпирическая степенная зависимость необхо-димой длины герметизации дегазационной скважины от величи-


247

ны допустимых утечек и смещений кровли подготовительной выработки, из которой пробурена скважина.

Обоснована методика расчета необходимой глубины герме-тизации дегазационной скважины и предложены мероприятия по повышению ее устойчивости.

Список литературы 1. Пучков Л.А., Каледина Н.О. Динамика метана в выработанных

пространствах угольных шахт.- М.: Издательство МГГУ, 1995.- 314 с. 2. Булат А.Ф., Звягильский Е.Л.,Бокий Б.В., Радченко В.В., Ящен-

ко И.А., Ефремов И.А., Торопчин О.С., Бунько Т.В., Красник В.Г., Кокоу-лин И.Е. Совершенствование вентиляции и дегазации угольных шахт. //Днепропетровск: Лира, 2005. – 214с.

3. Касимов О.И., Бокий Б.В. Эффективность направленных дегаза-ционных скважин большого диаметра // Геотехническая механика. Днеп-ропетровск, -2002, -вып. 32. -С. 161-166.

4. Бокий Б. В, Белый В.А., Касимов О.И., Управление газовыделе-нием в высокопроизводительных лавах. // Способы и средства создания безопасных и здоровых условий труда в угольных шахтах. Сборник науч-ных трудов. Часть 1. Макеевка-Донбасс -2004. С. 16-27.

5. Тонелье Э.Б. Технология дегазации и утилизации / Доклады Ме-ждународного семинара по дегазации угольных пластов: шахта им. Засядь-ко.- Донецк, 2010.

6. Проблемы разработки метаноносных угольных пластов, про-мышленного извлечения и использования шахтного метана в Карагандин-ском бассейне/Айруни А.Т. и др.-.М.: РАН, 2002-320с.

7. Studeny A., Wittenberg D. Numerical modeling for roadway support systems – a coparison for single and multiple seam mining/ Proceeding 26th Int. Conf. on ground control in mining. West Virginia University, USA, 2007.-Pp.42-48.

8. Назимко В.В., Демченко А.И., Брюханов П.А. Исследование свя-зи между деформацией дегазационной скважины и ее аэродинамическими параметрами// Способы и средства создания безопасных и здоровых усло-вий труда в угольных шахтах. Сб науч тр/-.-Макеевка: МакНИИ, 2010, №2(26).-с. 25-42.

9. Дегазация угольных шахт. Требования к способам и схемы дега-зации. СОУ 10.1.00174088.001-2004.- Киев: Минтопэнерго Украины, 2004.-162с.

10. Руководство по дегазации угольных шахт. –М.:Минуглепром СССР.- 1990.-186с.

11. Ильницкая Е.И. и др. Свойства горных пород и методы их опре-деления. –М.: Недра, 1969.-392с.


248

12. Повышение безопасности труда в глубоких шахтах/Волошин Н.Е., Воронин В.А. Петренко С.Я и др. – Донецк: Донбасс, 1973. -164с.

13. Указания по рациональному расположению, охране и поддер-жанию горных выработок на угольных шахтах СССР. – Л.: ВНИМИ, 1985. –222 с.

Стаття надійшла до редакції 02.10.2012. Рекомендовано до друку д-ром техн.наук Александровим С.М.

О.О. Яйцов ПрАТ «Донецьксталь», м.Донецьк, Україна

І.В. Назимко УкрНДМІ НАН України, м.Донецьк, Україна

Д.М. Нікулін, В.В. Назимко ДонНТУ, м.Донецьк, Україна ОБҐРУНТУВАННЯ ГЛИБИНИ ГЕРМЕТИЗАЦІЇ ДЕГАЗАЦІЙНОЇ СВЕРДЛО-ВИНИ ЯК ФУНКЦІЇ ГІРСЬКОГО ТИСКУ

Деформації гирла дегазаційної свердловини розглянуто як функцію деформацій порід покрівлі підготовчої виробки, з якої ця свердловина про-бурена. Встановлено залежність необхідної глибини герметизації свердло-вини від рівня витоку метану та величини деформацій покрівлі виробки. Обґрунтовані заходи по забезпеченню стійкості свердловини.

A.A. Yaitsov PrJSC "Donetskstal", Donetsk, Ukraine

I.V. Nazimko Ukrainian Research Institute of National Academy of Sciences of Ukraine, Donetsk

D.M. Nikulin, V.V. Nazimko Donetsk National Technical University, Donetsk, Ukraine CHOICE OF AN ISOLATION DEPTH FOR DEGASSING WELL AS A FUNCTION OF GROUND PRESSURE

Deformation of degassing well mouth was investigated as a function of roadway roof deformation. Main volume of methane emits behind a moving longwall face at the zone where active ground subsidence occurs. The next types of the degassing well deformations develop at this zone: extension of the well axis causes leakage of the methane into roadway atmosphere; local discontinu-ous shear which cuts the well and reduces its section, increase aerodynamic re-sistance and diminish methane production; same effect has been produced by spilling of the well walls; the axis of the well becomes curve. Space period be-


249

tween adjacent shear discontinuities increases as the distance from the well mouth becomes greater. Distribution of the shear discontinuities amplitude is normal. Average amplitude of shear discontinuities is a logarithmic function of roof subsidence. Extension of the well axis is in exponential dependence with distance from the well moth: the closer to the roadway roof the more the exten-sion. Increase in local shear of the degassing well has a negligible effect on its aerodynamic resistance while the shear magnitude is less than well radius. Fur-ther increase of the shear accelerates the resistance and quickly reduces meth-ane production. An empirical dependence was found between length of well iso-lation and rate of methane leakage and roadway roof subsidence. New method determination of the well isolation length has been developed. New methods of degassing well stabilizing have been proposed.


250

ЗМІСТ Зуєвська Н.В. ЗМІНА МІЦНІСНИХ ХАРАКТЕРИСТИК ГРАНІТНИХ БЛОКІВ В ЗА-ЛЕЖНОСТІ ВІД СПОСОБУ ВИДОБУВАННЯ..........................................3 Бабиюк Г.В., Пунтус В.Ф., Диденко М.А. ИССЛЕДОВАНИЕ, СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ЭЛЕКТРОЕМКОСТНОГО МЕТОДА ДЛЯ ОЦЕНИВАНИЯ ПРОЯВЛЕНИЙ ГОРНОГО ДАВЛЕНИЯ ВОКРУГ ВЫРАБОТОК………..10 Сахно И.Г. ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ГЕОМЕХАНИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ С УЧЕТОМ ИХ НЕЛИНЕЙНОСТИ………………………...57 Терещук Р.Н., Григорьев А.Е. ОБСЛЕДОВАНИЕ СОСТОЯНИЯ ГОРНЫХ ВЫРАБОТОК НА ШАХТАХ ШАХТОУПРАВЛЕНИЯ «ДОБРОПОЛЬСКОЕ» ООО «ДТЭК ДОБРОПОЛЬЕУГОЛЬ» ………………………………….…...68 Борщевский С.В., Плешко М.С., Прокопенко Е.В., Глебко В.В. РАСЧЕТ АНКЕРНОЙ КРЕПИ В ПОРОДАХ, СКЛОННЫХ К ПОЛЗУЧЕСТИ ПРИ ПРОХОДКЕ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ……………………………………………………………………..86 Костенко В.К., Зинченко Н.Н., Бригида В.С. ЗАКОНОМЕРНОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ ОБЛАСТИ РАЗГРУЗКИ, ОБЕСПЕЧИВАЮЩЕЙ СОХРАННОСТЬ УСТЬЕВ ДЕГАЗАЦИОННЫХ СКВАЖИН…………………………………………………………………….99 Антощенко Н.И., Бубунец Ю.В., Филатьев М.В. ВЛИЯНИЕ НАДРАБОТКИ НА ГАЗОВЫДЕЛЕНИЕ ПРИ ВЕДЕНИИ ОЧИСТНЫХ РАБОТ НА АНТРАЦИТОВЫХ ПЛАСТАХ……………….119 Сдвижкова Е.А., Кучин А. С., Леонов С.Ф. СДВИЖЕНИЯ МАССИВА СЛАБОМЕТАМОРФИЗОВАННЫХ ПОРОД В ЗАПАДНОМ ДОНБАССЕ………………………………………131 Бабенко Е.В., Назимко И.В. ОСОБЕННОСТИ РАЗВИТИЯ ЗОНЫ ЗАПРЕДЕЛЬНОГО СОСТОЯНИЯ ПОДРАБОТАННОЙ ТОЛЩИ ВО ВРЕМЕНИ.……..........140


251

Кольчик А.Е., Ревва В.Н., Кольчик Е.И. ОСОБЕННОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ ПОРОДНОЙ КОНСОЛИ НАД ВЫРАБОТАННЫМ ПРОСТРАНСТВОМ ПОЛОГИХ УГОЛЬНЫХ ПЛАСТОВ……………………………………..……………………………...156 Бугаёва Н.А. ИССЛЕДОВАНИЕ ВАРИАЦИИ МЕСТОПОЛОЖЕНИЯ ГРАНИЦЫ МУЛЬДЫ СДВИЖЕНИЯ...............................................................................164 Козловский Г.И., Кищенко Е.Н., Жегулина А.Н. ОБ УГЛОВЫХ ПАРАМЕТРАХ ПРОЦЕССА СДВИЖЕНИЙ И ДЕФОР-МАЦИЙ ЗЕМНОЙ ПОВЕРХНОСТИ ПРИ ОТРАБОТКЕ ЛАВ ПО ДИАГОНАЛЬНОМУ К ПРОСТИРАНИИ ПЛАСТА НАПРАВЛЕНИЮ….………………………………………………………...177 Вапнічна В.В. ВИЗНАЧАЛЬНІ ПАРАМЕТРИ ПРИ ВИВЧЕННІ МЕХАНІЧНОГО ЕФЕКТУ ВИБУХУ..........................................................................................185 Мерзликин А.В., Селезнева Ю.М., Кузяра С.В., Назимко В. В. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ НАДЕЖНОСТИ РАБОТЫ ОЧИСТНОГО ЗАБОЯ С УЧЕТОМ ВЛИЯНИЯ ГОРНОГО ДАВЛЕНИЯ ………………………………………197 Яйцов А.А., Назимко И.В., Никулин Д.М., Назимко В.В. ОБОСНОВАНИЕ ГЛУБИНЫ ГЕРМЕТИЗАЦИИ ДЕГАЗАЦИОННОЙ СКВАЖИНЫ КАК ФУНКЦИИ ГОРНОГО ДАВЛЕНИЯ………………..210


252

Інформація для авторів До збірника приймаються оригінальні неопубліковані рані-

ше статті з проблем, пов'язаних з проявом гірського тиску при розробці родовищ корисних копалин.

Рішення про публікацію рукопису приймається після отри-мання трьох позитивних анонімних рецензій відомих фахівців з даного питання. Головними критеріями є новизна і значущість результатів, їх достовірність і надійність. Число сторінок та ма-люнків не обмежена, тому пропонуємо: не економити на розмірах графіків, вказувати всі експериментальні точки, вихідні умови, статистичні характеристики, довірчі інтервали, збіжність теоре-тичних результатів з експериментальними, отриманими в резуль-таті обробки даних і т.д.

Рукописи, в яких матеріал викладено поверхнево, тезово, без достатнього наукового обгрунтування та пояснюючого графі-чного матеріалу, таблиць та формул, не приймаються. Статті мо-жна розбивати на пункти, якщо автори вважають це за потрібне. Головне - ясність і логічна послідовність викладу, а також пере-конливість і вагомість висновків.

Вимоги до форматування рукописи наступні. Поля: верх, лі-во, право - 2,5 см, низ - 3,2 см. Шрифт: Times New Roman, 16 пунктів. Текст повинен бути підготовлений в редакторі MS Word (6.0/7.0, 97/2000/ХР) і відформатовано для друку на лазерному принтері (HP 6P, роздільна здатність не менше 300 піксе-лів/дюйм). Рекомендується вводити текст в готовий електро-нний формат-шаблон, який редакція може вислати по елект-ронній пошті [email protected] або [email protected].

Не слід готувати графіки та креслення в кольорі, так як на етапі підготовки колір створює оманливе враження чіткості, зни-каюче в підсумковому чорно-білому рисунку. Усі підписи пови-нні бути досить великими, в розрахунку на дворазове зменшен-ня при друку збірника. Мінімальний розмір знаків у графіках, поясненнях і т.п. - 3 мм.

Форматування, перевірка орфографічних і граматичних помилок, розміщення рисунків і таблиць повністю знаходиться


253

на відповідальності авторів. Посилання на джерела літератури повинні бути оформ-

лені за ДСТУ ГОСТ 7.1.:2006. До редакції надсилаються три екземпляри рукопису на па-

пері формату А4 хорошої якості і електронна версія поштою. Не-обхідно вказати адресу електронної пошти, за якою можна вес-ти переписку для уточнень і виправлень.

У супровідному листі слід обов'язково вказати, що рукопис раніше не публікувалася.

Рукописи підписуються всіма співавторами. Докладаємо пам'ятку для авторів, яку корисно переглянути

перед відсиланням рукопису до редакції. Текст перевірений на орфографічні і граматичні помилки за допомогою елект-ронного редактора. ................................................................................................. Англійський варіант анотації перевірений спеціалістом-мовознавцем. Спеціа-льні терміни перевірені на правильність перекладу. ............................................ Надрукована рукопис вичитана та оглядена, а також підписана всіма співавто-рами. ........................................................................................................................ Рисунки виконані досить товстими лініями, підписи на рисунках досить великі (в розрахунку на зменшення в два рази). ............................................................... Всі осі на малюнках підписані. Всі розмірні величини представлені в одиницях системи СІ................................................................................................................

Список літератури відповідає вимогам ДСТУ ГОСТ 7.1:2006..............................

У супровідному листі підтверджується, що рукопис раніше не публікувалася. ..

Информация для авторов В сборник принимаются оригинальные неопубликованные

ранее статьи по проблемам, связанным с проявлением горного давления при разработке месторождений полезных ископаемых.

Решение о публикации рукописи принимается после получения трех положительных анонимных рецензий известных специалистов по данному вопросу. Главными критериями являются новизна и значимость результатов, их достоверность и надежность. Число страниц и рисунков не ограничено, поэтому предлагаем: не экономить на размерах графиков, указывать все экспериментальные точки, исходные условия, статистические характеристики,


254

доверительные интервалы, сходимость теоретических результатов с экспериментальными, полученными в результате обработки данных и т.д.

Рукописи, в которых материал изложен поверхностно, тезисно, без достаточного научного обоснования и поясняющего графического материала, таблиц и формул, не принимаются. Статьи можно разбивать на пункты, если авторы считают нужным. Главное – ясность и логическая последовательность изложения, а также убедительность и весомость выводов.

Требования к форматированию рукописи следующие. Поля: верх, лево, право – 2,5 см, низ – 3,2 см. Шрифт: Times New Roman, 16 пунктов. Текст должен быть подготовлен в редакторе MS Word (6.0/7.0, 97/2000/ХР) и отформатирован для печати на лазерном принтере (HP 6P, разрешающая способность не менее 300 точек/дюйм). Рекомендуется вводить текст в готовый электронный формат-шаблон, который редакция может выслать по электронной почте [email protected] или [email protected].

Не следует готовить графики и чертежи в цвете, так как на этапе подготовки цвет создает обманчивое впечатление четкости, исчезающее в итоговом черно-белом рисунке. Все подписи должны быть достаточно крупными, в расчете на двукратное уменьшение при печати сборника. Минимальный размер знаков в графиках, пояснениях и т.п. - 3 мм.

Форматирование, проверка орфографических и грамматических ошибок, размещение рисунков и таблиц полностью находится на отвествености авторов.

Ссылки на источники литературы должны быть оформлены по ДСТУ ГОСТ 7.1.:2006.

В редакцию присылаются три экземпляра рукописи на бумаге формата А4 хорошего качества и электронная версия по почте. Необходимо указать адрес электронной почты, по которому можно вести переписку для уточнений и исправлений.

В сопроводительном письме следует обязательно указать, что рукопись ранее не публиковалась.

Рукописи подписываются всеми соавторами.


255

Прилагаем памятку для авторов, которую полезно просмотреть перед отсылкой рукописи в редакцию.

Текст проверен на орфографические и грамматические ошибки с помощью электронного редактора. ......................................................................................... Английский вариант аннотации проверен специалистом-языковедом. Специальные термины проверены на правильность перевода. ............................ Напечатанная рукопись вычитана и просмотрена, а также подписана всеми соавторами. ............................................................................................................. Рисунки выполнены достаточно толстыми линиями, подписи на рисунках достаточно крупные (в расчете на уменьшение в два раза). ................................. Все оси на рисунках подписаны. Все размерные величины представлены в единицах системы СИ. ...........................................................................................

Список литературы соответствует требованиям ДСТУ ГОСТ 7.1:2006 .............. В сопроводительном письме подтверждается, что рукопись ранее не публиковалась. ........................................................................................................

Notes for Contributors The Journal accepts for consideration papers discussing original

research, new developments, site measurements, and case studies in areas of geomechanics and ground control. The emphasis is made on irreversible (post-elastic) processes of ground movement, caused by mining or construction activity, such as subsidence, underground opening closure, roof fall, support deterioration, landslide, and so forth. The most attractive features of a manuscript submitted are novelty and scientific importance of proposed materials, reliability of results and conclusions.

Detailed description of experiment initial conditions should be presented.

Statistics, confidence intervals, discrepancies between experimental and theoretical data should be deliberated.

None restrictions are imposed on the paper volume. Division into paragraphs and items is up to Author‘s volition.

A manuscript should be typed in Times New Roman. Text of a manuscript should be prepared using MS Word

6.0/7.0/97/2000/ХР, and formatted for printing at HP 5P, 300 dpi. Editorial Board recommends to insert prepared materials into a special


256

template that is available on request at e-mail address [email protected] or [email protected].

Charts and figures must be legible and clear enough, regarding to double shrinking while printing.

Formatting, spelling and grammar checking as well as figures, tables, and formulas layout are of Author(s) responsibility because of limited Editorial Board staff.

A short abstract written in Ukrainian/Russian, and English should precede the paper text.

To facilitate the publishing process, Authors should send original paper along with two hard copies; its electronic version recorded on diskette should be submitted. Also, the Author(s) return e.mail address is appreciated.

Journal is supposed to be distributed among the leading libraries in Ukraine and some overseas institutions.

Authors will receive a copy of the Journal where their paper was published.

In covering letter Authors should indicate that manuscript submitted has not been published elsewhere earlier.

Before sending the manuscript to Journal, making the final check is much helpful, according the check list below:

Text has been checked on spelling and grammar .......................................... Printed hard copy has been carefully went through and finally examined Axes captions, legends, lines and details of figures description are large and legible enough ............................................................................................... International metric units (SI) are used............................................................. References are printed according to the International Standard................... Cover letter confirms that the manuscript submitted has not been published before ....................................................................................................

Наукове видання


Збірник наукових праць №1 (20) – 2 (21)’ 2012

(російською мовою)

Всі надруковані в цьому збірнику статті прорецензовані і рекомендовані до публікації спеціалістами високого рівня

Редагування, коректура: А.В. Зиль, Г.А. Федоренко

Підписано до друку 15.11.2012. Формат 60841/16 Папір офсетний. Друк різографія. Ум. друк. арк. 6,8. Обл.-вид. арк 7.

Тираж 100 прим. Адреса редакції: 83001, Україна, м. Донецьк, вул. Артема, 58, к. 11.319; Тел.: (062) 381-75-39; e-mail: [email protected], [email protected] Видавець та виготовлювач: Державний вищий навчальний заклад «Доне-цький національний технічний університет». Україна, 83001, м. Донецьк, вул. Артема, 58. Тел.: (062) 301-08-67 Свідоцтво про державну реєстрацію суб’єкта видавничої справи: серія ДК № 2982 від 21.09.2007.

Documents

Проблемы горного давления