PRZEGLĄD GÓRNICZY Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 1Roofex, Cone Bolt Zmodyfikowana, Durabar, D, Garford, ... tween bolt and rock a – placing of the bolt in the borehole, b – extension

PRZEGLĄD GÓRNICZYNr 4 1

MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

PRZEGLĄD GÓRNICZYzałożono 01.10.1903

Nr 4 (1073) kwiecień 2012 Tom 68(CVIII)

Treść: W artykule przedstawiono rozwiązania konstrukcyjne kotew przeznaczonych dla warunków górniczych, w których górotwór deformuje się. Zaprezentowano kotwy, które uległy modyfikacji, ze względu na zastosowany gatunek stali lub dodanie do nich elementów upodatniających, a także nowe kotwy, które przechodzą fazę testów. Na podstawie przykładu z kopalni „Liyazhuang” oraz jednej z GZW, pokazano, iż obudowa kotwowa podatna, wykonana ze stali konstrukcyjnej, nisko stopowej o podwyższonej wytrzymałości na rozciąganie, dobrze przystosowuje się do deformacji górotworu.

Abstract: The article presents constructional solutions of bolts intended for mining conditions, in which the rock mass becomes deformed. Moreover, bolts have been presented which were modified on account of the application of a new steel grade or added yielding elements to them, as well as new bolts, which have been tested. On the ground of samples from the hard coal mine ”Liyazhuang” and one of the mines from the Upper Silesian Coal Basin, it has been indicated that yielding bolt support made from constructional steel, low-alloyed and with increased tensile strength, well adopts to rock mass deformations..

UKD: 622.28.043/.044: 622.281.74/.76-034.1: 622.831.3

Słowa kluczowe:obudowa kotwowa, upodatnienie Key words:bolt support, yielding

mgr inż. Krzysztof Skrzypkowski*)

Zastosowanie obudowy kotwowej podatnej celem poprawy stateczności wyrobisk poprzez częściowe przejmowanie deformacji górotworuThe application of yielding bolt support in order to improve the stability of excavations through partial taking over of rock mass deformations

*) Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie.

1. Wprowadzenie

Różnorodność warunków, w jakich jest stosowana obudowa kotwowa, powoduje, iż jest ona przeznaczona do zabezpieczenia stropu i ociosów wyrobisk górniczych jako samodzielna lub wzmacniająca obudowa kotwowa. Służy ona również do podwieszania różnych elementów wyposażenia górniczego. Obudowa spełnia swoje zadanie, jeżeli współpra-cuje z odpowiednio dobranymi elementami zabezpieczającymi wyrobisko lub wspomagającymi poszczególne kotwy, do których należą: siatki MM (ogrodzeniowe lub zgrzewane), stropnice płytowe, podciągi stalowe, podkładki oraz nakrętki kotwowe. Aby stosować kotwy pod ziemią, muszą one speł-niać wymagania norm i przepisów [10, 11, 12].

Z uwagi na materiał, z jakiego jest wykonywana obudowa kotwowa, można ją podzielić na:

– stalową w postaci prętów, rur, blach, strun oraz lin,– drewnianą w postaci prętów,– z materiałów kompozytowych w postaci prętów, rur oraz

strun.Innym rodzajem podziału kotew jest ich mechanizm dzia-

łania, który można podzielić na następujące grupy:– wklejane, mocowane w górotworze za pomocą różnego

rodzaju spoiw cementowych lub ładunków żywicznych,– mechaniczne, mocowane w górotworze za pomocą gło-

wicy („zamka”), rozpieranego o ściankę otworu,– rurowo-cierne, działające na zasadzie tarcia występującego

pomiędzy kotwą a górotworem.Utwierdzenie kotwy w górotworze może mieć charakter:

– ciągły, kotwa jest zamocowana w otworze na całej długości poprzez zastosowanie ładunków klejowych lub odpowied-niego spoiwa cementowego oraz na zasadzie tarcia, np. kotew Split-Set, Swellex,

– punktowy (odcinkowy), ten typ jest charakterystyczny dla kotew klinowych, szczękowych lub też wklejanych

PRZEGLĄD GÓRNICZY 20122

odcinkowo, umożliwia on nadanie naciągu wstępnego kotwy [2].Ze względu na mechanizm przejmowania obciążenia

można wyróżnić następujące typy kotew:– kotwy sztywne, o zadowalającej wytrzymałości, zry-

wające się przy przejęciu obciążenia bliskiego granicy wytrzymałości żerdzi kotwy, przy stosunkowo niewielkich możliwościach odkształceń, np. kotwy wklejane,

– kotwy podatne, zdolne do przenoszenia znacznych defor-macji, np. kotew Split Set, o stosunkowo niskiej nośności,

– kotwy absorbujące energię obciążenia dynamicznego, charakteryzujące się wysoką nośnością i możliwością prze-noszenia stosunkowo dużych przemieszczeń i deformacji.Przykładem kotew absorbujących energię może być, np.:

Roofex, Cone Bolt Zmodyfikowana, Durabar, D, Garford, w których wartość absorbowanej energii mieści się w prze-dziale od 25 do 66 kJ, przy wydłużeniu względnym od 6,5 do 24 % [3].

2. Mechanizm upodatnienia

Jednym z elementów obudowy kotwowej może być cy-linder upodatniający, który jest zakładany na żerdź kotwową, znajdujący się pomiędzy podkładką a nakrętką kotwową (rys. 1). W wyniku deformacji górotworu żerdź kotwowa jest dodatkowo obciążana. Zastosowanie tego cylindra powoduje częściowe uwolnienie obciążenia górotworu.

Właściwości mechaniczne cylindra zostały przeanalizo-wane poprzez wykonanie mechanicznych testów w laborato-rium. Na rysunku 2 zaprezentowano typową charakterystykę naprężeniowo-odkształceniową.

Na podstawie wykresu 2 można stwierdzić, że deformacja cylindra upodatniającego może być podzielona na trzy etapy: elastycznej wytrzymałości, stałej plastycznej wytrzymałości oraz stabilnej plastycznej wytrzymałości po upodatnieniu. Upodatnienie składa się z elastycznej deformacji podczas etapu elastycznej wytrzymałości, na wykresie odnosi się to punktu od O do A. Związek pomiędzy naprężeniem i odkształ-ceniem na tym odcinku może być wyrażony prawem Hooke’a. Od punktu A do punktu B upodatnienie cylindra z powodu plastycznej deformacji przy stałym obciążeniu (naprężenie uplastyczniające) jest widoczne do momentu całkowitego ści-śnięcia (zmiażdżenia). Podczas etapu stałej wytrzymałości od punktu B do punktu C, cylinder upodatniający został ściśnięty i pozostał w stanie stabilnym. Kontynuowana deformacja jest bardzo mała ale obciążenie jest duże. Specjalnie wykonany cylinder upodatniający, który jest zakładany na żerdź kotwową wykonaną ze stali o wysokiej wytrzymałości, reguluje oraz kontroluje siłę wzdłuż żrerdzi kotwowej poprzez upodatnienie. W porówniu do powszechnie stosowanych kotwi (rys. 3a) można w tym przypadku wyróżnić 5 etapów, które zaprezen-towano na rysunku 3b.

Zakres: – od punktu O do punktu A, oznacza etap elastycznej defor-

macji cylindra, – od punktu A do punktu B, oznacza etap plastycznego

upodatnienia cylindra, – od punktu B do punktu C, oznacza etap elastycznej defor-

macji upodatnionego pręta kotwy, – od punktu C do punktu D, oznacza etap plastycznego

upodatnienia pręta kotwy,– od punktu D do punktu E, oznacza etap łagodnego uszko-

dzenia pręta kotwy. Te specyficzne właściwości żerdzi kotwowej upodatnionej

o wysokiej wytrzymałości, pozwalają jej przystosować się do deformacji i uszkodzeń skał.

Rys. 1. Kotew upodatniająca wykonana ze stali konstrukcyjnej Q500 [9]

Fig. 1. Yielding bolt made from constructional steel Q500 [9]

Rys. 2. Charakterystyka naprężeniowo-odkształceniowa cylin-dra [9]

Fig. 2. Stress-strain characteristics of cylinder [9]

Rys. 3. Właściwości mechaniczne kotwy; a – zwykłej, b – upo-datnionej [9]

Fig. 3. Mechanical properties of a bolt: a – common, b – yiel-ded [9]

Badania przemysłowe, z zastosowaniem obudowy kotwo-wej podatnej, zostały wykonane w kopalni węgla kamiennego „Liyazhuang” w Jinhong (Chiny), która należy do grupy węglowej Huozhou. Kopalnia wydobywa około 1,5 mln ton węgla na rok [9]. W kopalni zdecydowano się na nowe roz-wiązania obudowy wyrobiska, ponieważ badania ujawniły, że dotychczas stosowana obudowa zabezpieczająca strop oraz ocios wyrobiska nie spełnia swojej funkcji. Liczba zerwanych kotew prętowych na odcinku 50 m wyrobiska wynosiła około 160 sztuk, przy średniej około 3,2 kotwy na metr wyrobiska. Również 20 kotew linowych uległo zerwaniu. Po zainstalo-waniu stropnic wzmacniających w miejscach osłabionego górotworu, następowało ich maksymalne ugięcie wynoszące 200 mm. Dalsze badania pokazały, że obciążenie ze strony stropu wzrastało bardzo szybko w pierwszych dniach, kiedy


obudowa kotwowa była instalowana. Kotwy były zrywane następnego dnia. Większość kotew zarówno prętowych, jak i linowych ulegała zerwaniu po 2 tygodniach od ich począt-kowej instalacji.

Występujący węgiel zaliczony został do grupy węgli miękkich, ociosy wyrobisk zbudowane były ze słabych skał o niskich parametrach wytrzymałościowych. Górotwór był spękany, charakteryzujący się licznymi szczelinami oraz uskokami, łatwo pęczniejący oraz silnie zaawansowany tektonicznie. Szczegółowe badania wykonano w chodniku przewozowym ściany 2-501 o długości 805 m na głębokości 530 m, który był używany do transportu materiałów oraz wentylacji. Strop wyrobiska stanowił piaskowiec o miąż-szości 4 m, natomiast strop bezpośredni zbudowany był z łupka piaszczystego, zawodniony oraz kruchy, jego średnia miąższość wynosiła 2,8 m. W rejonie prowadzonej eksplo-atacji miąższość węgla wynosiła 2,89 m. Spąg wyrobiska miał grubość 2,5 m, zbudowany był z łupka piaszczystego zawodnionego oraz kruchego, natomiast spąg bezpośredni wyrobiska stanowił piaskowiec o miąższości 3,0 m.

Pomiary naprężeń, wykonane w trzech kierunkach, po-kazały, że maksymalne naprężenie pierwotne główne jest naprężeniem poziomym w kierunku północno-zachodnim do południowo-wschodniego. Minimalne naprężenie pierwotne było także naprężeniem poziomym. Maksymalne naprężenie pierwotne było 2,09÷2,26 razy większe od minimalnego naprężenie pierwotnego. Średnie naprężenie pierwotne jest bliskie pionowemu. Pionowe naprężenie wzrasta także ze wzrostem głębokości, średni współczynnik ciśnienia bocznego wynosił 1,89. W chodniku zastosowano obudowę kotwową w postaci prętów upodatniających o wysokiej wytrzymałości,

liny z klatkowaniem, dodatkowo zastosowano okładziny stalo-we „W” oraz siatkę stalową (rys. 4). W badaniach zastosowano żerdzie obudowy kotwowej prętowej, wykonane ze stali Q500, o średnicy 20 mm oraz długości 2200 mm. Były one moco-wane w górotworze przy naciągu wstępnym nie mniejszym niż 4 kN. W obudowie kotwowej zastosowano podkładkę o wymiarach 150 mm × 150 mm × 8 mm, wykonaną ze stali gatunku Q345. Zarówno żerdzie prętowe, jak i podkładki zostały wykonane według standardu GB/T 1591-2008. Jest to stal konstrukcyjna, w której zawartość wanadu jest mniejsza lub równa 0,2 % [17].

Kotwy zostały zabudowane w stropie wyrobisk w siatce 800 mm × 800 mm oraz w ociosach w siatce 900 mm × 800 mm na jednym ładunku klejowym typ Z2388. Środkowe kotwy były prostopadłe do stropu. Kotwy znajdujące się blisko ociosu były nachylone pod kątem 15° w odniesieniu do pionu. Każda kotwa została zamocowana na jednym ładunku żywicznym typ CK2340 oraz Z2388. W przypadku obudowy ociosów w stropie wyrobiska zastosowano dodatkowo kotwy linowe klatkowane o średnicy 15,24 mm oraz długości 6300 mm. Obudowa posiadała podkładki o wymiarach 250 mm × 250 mm × 20 mm. Podczas instalacji był nadawany naciąg od 80 do 100 kN. Kotwy linowe zostały zabudowane w siatce 1800 mm × 600 mm. W każdym rzędzie zostały użyte dwie kotwy linowe. Każda kotwa linowa była mocowana za pomocą dwóch ładunków żywicznych typu Z2388 oraz jednego typu CK2340. Strop oraz ocios wyrobiska były zabezpieczone dodatkowo okładzinami stalowymi „W” o grubości 2,75 mm, szerokości 275 mm oraz długości 3400 mm. Ociosy wyrobiska zabezpieczono również okładzinami stalowy-mi o wymiarach 2,75 mm × 274 mm × 3100 mm. Dodatkowo w wyrobisku zastosowano stalowe siatki, o oczku 40 mm × 40 mm.

Rys. 4. Obudowa chodnika w kopalni „Liyazhuang” [9]Fig. 4. Roadway support at the „Liyazhuang” mine [9]


3. Rozwiązania konstrukcyjne kotew podatnych

3.1. Kotew Swellex

Jedną z najbardziej znanych kotew przeznaczonych dla warunków znacznych deformacji górotworu jest kotew Swellex. Została ona wyprodukowana przez firmę Atlas Copco w latach 80. ubiegłego wieku. Składa się z cienkiej pofałdowanej stalowej rury, która jest zakończona na obydwu końcach zgrzewanymi tulejkami. Dolna tulejka posiada mały otwór, przez który podaje się wodę pod wysokim ciśnieniem, w celu rozszerzenia się rury (tabl.1). Podczas tego procesu, kotwa rozpręża się w ściankach otworu i przystosowuje się do ich nieregularności (rys. 5). Po instalacji kotwa jest utrzy-mywana w otworze poprzez kontakt pomiędzy kotwą oraz otworem wiertniczym.

Efekt wzmocnienia górotworu kotwą Swellex może być reprezentowany poprzez jej wytrzymałość na wyrywanie Fpull wyrażone jako obciążenie wyrywania na metr długości kotwy. Uszkodzenie wiązania pomiędzy otaczającą skałą oraz kotwą odbywa się w formie poślizgu wzdłuż chropowatości ścianek otworu wiertniczego i/lub w formie ich przerwania. Wytrzymałość na wyrywanie, może być zapisana jako [8]

Fpull = min(Rf, S)

gdzie:Rf – odnosi się do oporu tarcia połączenia kotew–skała,S – całkowita wytrzymałość ściętych chropowatości, N.Warunki Rf oraz S mogą być wyrażone w następujący

sposób:Rf = πd(q1 + q2)tg(ϕ+i)

orazS = τA

gdzie: d – średnica otworu wiertniczego, mm,

Rys. 5. Schemat kotwy Swellex wraz z interakcją pomiędzy ko-twą i skałą

a) – umieszczenie kotwy w otworze, b) – rozszerzanie ko-twy pod wpływem napełniania rury wodą pod wysokim ciśnieniem, c) – odcięcie ciśnienia wody, oddziaływanie otaczających skał [8, 21]

Fig. 5. Scheme of ”Swellex” bolt together with interaction be-tween bolt and rock

a – placing of the bolt in the borehole, b – extension of the bolt under the influence of pipe filling with water under high pressure, c – water pressure cut-off, interaction of sur-rounding rocks [8, 21]

Tablica 1. Specyfikacja techniczna kotwy Swellex [20]Table 1. Technical specification of the „Swellex” bolt [20]

Opis JednostkaSwellex premium Swellex manganowa

Pm12 Pm16 Pm24 Pm24C Pm24H Mn12 Mn16 Mn24

Gatunek stali S275JR/S 355MC S275JR

Minimalne obciążenie zrywające

kN 110 160 240 200 200 110 140 200

Minimalne obciążenie plastyczności

kN 100 130 200 190 190 90 140 180

Minimalne wydłużenie

% 10 10 10 10 10 20 20 20

Ciśnienie napełniania bar 300 300 300 300 300 300 240 300

Średnica profilu mm 28 36 36 36 36 27.5 36 36

Średnica rury mm 41 54 54 54 54 41 54 54

Średnica ścianki rury mm 2 2 3 3 3 2 2 2

Średnica górnej tulejki

mm 28 38 38 38 38 28 38 38

Średnica tulei napełniającej

mm 30/36 41/48 41/48 41/48 - 30/36 41/48 41/48

Optymalne średnice otworu

mm 35÷38 45÷51 45÷51 48÷51 45÷51 35÷38 45÷51 45÷51

Zakres średnic otworów

mm 32÷39 43÷52 43÷52 48÷52 43÷52 32÷39 43÷52 43÷52

50 cm napełniony odcinek, może przejąć tarcie 100 kN

q1 – pierwotny kontakt naprężenia na połączeniu kotwy ze skałą, wytworzony przez instalację, MPa,

q2 – drugi kontakt naprężenia, spowodowany mechanicz-nym połączeniem, MPa,

ϕ – kąt tarcia pomiędzy skałą i kotwą, °, i – chropowatość lub rozszerzanie kąta ścianki otworu

wiertniczego, °, τ – wytrzymałość na ścinanie skały, MPa, A – całkowita powierzchnia ściętych chropowatości,

mm2.


Aby otrzymać efekt wzmocnienia górotworu za pomocą kotwy Swellex, muszą być spełnione dwa warunki – pierwszy początkowy kontakt naprężenia musi być ustano-

wiony pomiędzy ścianką otworu wiertniczego oraz kotwą, – drugi – kotew musi być cała dopasowana do nieregular-

ności na ściankach otworu po procesie rozszerzania. Pierwszy kontakt naprężenia jest budowany z powodu róż-

nicy pomiędzy sztywnością kotwy oraz otworu wiertniczego. Rozważając elastyczne odprężenie skał otworu wiertniczego. jak również rury kotwy, wyrażenie dla kontaktu naprężenia na ściance otworu wiertniczego można zapisać jako [1]

gdzie: Ks – sztywność promieniowa kotwy, , MPa,

Kf – sztywność promieniowa okręgu rury, , MPa,

Kb – sztywności kształtu kotwy, (jest to funkcja stopnia rozszerzenia się kotwy), MPa,

Kr – sztywność skały, , MPa,

q1 – pierwszy kontakt naprężenia przy połączeniu kotwy ze skałą, MPa,

Ppm – maksymalne ciśnienie pompy, MPa, Pi – ciśnienie otworu wiertniczego, np.: ciśnienie na

ścianki otworu podczas procesu instalacji, MPa, t – grubość rury kotwy, mm, ri – promień otworu wiertniczego, mm, Es – moduł Younga dla stali, MPa, Er – moduł Younga dla skały, MPa, νs – współczynnik Poissona dla stali, νr – współczynnik Poissona dla skały.

Wyrażenie to oznacza, że pierwotny kontakt naprężenia na ściance otworu wiertniczego jest funkcją sztywności skały oraz kotwy. Sztywność kotwy zależy od jej długości i jest także funkcją stopnia rozszerzenia kotwy.

Wzmocnienie górotworu za pomocą kotwy Swellex jest osiągnięte poprzez kombinację tarcia oraz mechanicznego połączenia pomiędzy ścianką otworu wiertniczego oraz kotwą. W miękkich skałach, chropowatości na ściankach otworu są kruszone podczas instalacji kotwy albo ścinane, kiedy pojawia się relatywny ruch pomiędzy ścianką otworu a kotwą. Oznacza to, że mechaniczne połączenie w tym przypadku nie stanowi decydującej roli w zabudowie kotwy. Tarcie jest bezpośred-nio proporcjonalne do początkowego kontaktu naprężenia na ściankach otworu. Z tego powodu, początkowy kontakt ma fundamentalną ważność przy poprawie zamocowania w miękkich skałach. W twardych skałach, chropowatości na ściankach otworu są ścinane z dużą trudnością i dlatego mechaniczne połączenie odgrywa główną rolę we wzmoc-nieniu. Pierwotny kontakt naprężenia jest niższy w twardych skałach. Drugi kontakt naprężenia wytwarza się aby popra-

wić zamocowanie kotwy. Jest on osiągany, kiedy kotwa ma tendencję do poślizgu na chropowatościach ścianek otworu w twardych skałach. Zakładając chropowatość lub rozszerza-nie kąta ścianek otworu wiertniczego i (rys. 6), to promieniowa kontrakcja u rury kotwy jest odnoszona do osiowego ruchu kotwy x, następująco

u = x tg i mmRelacja pomiędzy promieniowym przemieszczeniem oraz

drugim kontaktem naprężenia stanowi [8] mm

Porównując dwa powyższe wyrażenia otrzymujemy wy-rażenie na drugi kontakt naprężenia q2, w postaci [5]

MPagdzie: ri – promień otworu wiertniczego, mm, Ks – sztywność promieniowa kotwy, MPa, i – kąt ścianek otworu wiertniczego, °, x – osiowy ruch kotwy, mm.

W skałach twardych, główną rolę we wzmocnieniu odgry-wa drugi kontakt naprężenia. Z tego powodu, ścianka otworu wiertniczego musi być szorstka na tyle, aby wytworzyć drugi kontakt naprężenia, tak długo, jak długo kotwa jest poddawana osiowemu obciążeniu wyrywania.

Obciążenie in situ kotwy jest spowodowane deformacją skały. Charakterystyka kotwy Swellex jest taka, że naprężenie ścinające na kotwie może być utrzymane na poziomie granicz-nej wytrzymałości na ścinanie, kiedy poślizg jest wyzwalany na kontakcie kotew–skała. Na tym etapie maksymalna nośność zamocowania kotwy Swellex jest osiągnięta. Maksymalne osiowe obciążenie rozciągające w kotwi pojawia się w punkcie neutralnym, gdzie naprężenie ścinające jest równe zero. Kiedy deformacja skały jest wystarczająco duża, ślizganie może pojawić się na odcinku zamocowania kotwy.

W porównaniu do tradycyjnych typów kotew, ograniczona liczba ruchów ślizgania na ściankach otworu nie powoduje utraty funkcjonalności kotwy, ale przeciwnie, może uaktyw-nić całą nośność kotwy. Dowodem tego stwierdzenia są testy wyrywania, gdzie graniczne obciążenie wyrywania kotwy pozostaje stałe nawet po długich przemieszczeniach. W tym przypadku wytrzymałość na ścianie połączenia kotwy ze skałą jest mobilizowane wzdłuż całej długości kotwy. Ta cecha ko-twy oznacza, że tolerowanie długich przemieszczeń bez utraty granicznej nośności powoduje, że jest ona unikatowa w stabi-lizacji górotworu o dużych deformacjach. Idealnie wykonana kotwa powinna spowodować ślizganie zamiast przerwania ciągłości w przypadku dużych deformacji. W przypadku, gdzie chropowatości ścianek otworu nie są ścięte, istnieje generalne kryterium dla określenia długości zamocowania, w postaci [8]. Maksymalne obciążenie wyrywania na kotwy powinno być mniejsze od wytrzymałości na rozciąganie kotwy

πdl(q1 + q2) tg (φ + i) < Tgdzie: d – średnica otworu wiertniczego, mm,

Rys. 6. Schemat pokazujący mechaniczne połączenie pomiędzy ścianką otworu a kotwą [8]Fig. 6. Scheme showing the mechanical connection between the borehole wall and the bolt [8]


l – długość zamocowania, mm, q1 – pierwszy kontakt naprężenia przy połączeniu kotwy

ze skałą, MPa, q2 – drugi kontakt naprężenia, MPa, i – kąt ścianek otworu wiertniczego, °, φ – kąt tarcia, °, T – wytrzymałość na rozciąganie kotwy, kN

W miękkich skałach, chropowatość ścianek otworu, jak również drugi kontakt naprężenia, może być przyjęty jako zero, i = 0 oraz q2 = 0. Zatem, długość zamocowania po uwzględnieniu powyższego równania wynosi

W twardych skałach, przyjęto, że q ≈ 0:

lub

3.2. Kotew Split Set

Drugim bardzo znanym systemem wzmocnienia góro-tworu jest obudowa Split Set. Została ona opracowana przez Scotta w 1976 roku, natomiast wyprodukowała ją i rozpo-wszechniała firma Ingersoll – Rand [21]. Kotew składa się ze stalowej rury o wysokiej wytrzymałości oraz z podkładki (tabl. 2). Cechą charakterystyczną tej żerdzi jest pozostawiona szczelina wzdłuż całej jej długości. Końcówka kotwy jest zwę-żona w celu łatwiejszego instalowania w otworze, natomiast drugi koniec posiada przyspawany pierścień kołnierzowy w celu podtrzymania podkładki. Jest ona instalowana – wbi-jana do otworu o nieco mniejszej średnicy – za pomocą tej samej wiertarki udarowej, która była używana do wiercenia otworu. Ponieważ rura ślizga się w miejscu, na całej długości szczelina zwęża się, rura generuje ciśnienie radialne przeciwko otaczającym skałom na całej długości kontaktu połączenia. Obciążenie podkładki jest wytwarzane natychmiastowo. W rezultacie powstaje mocne zamocowanie, które wzmacnia się wraz z czasem i ruchem górotworu. Żerdź w przekroju poprzecznym ma kształt litery C, co powoduje, że podczas procesu ściskania powstaje zamocowanie tarciowe wzdłuż całej długości otworu (rys. 7).

W porównaniu z innymi systemami stabilizacji górotworu, jest ona szybka i bardzo prosta. Kotew jest szczególnie przy-datna w środowisku zagrożonym wstrząsami, ponieważ pod wpływem siły następuje poślizg na kontakcie kotew–skała, natomiast możliwość urwania jest mniejsza. W przypadku stosowania jej razem z siatką może przyczynić się do zatrzy-

mania opadających skał. Korozja tej obudowy to podstawowy problem. Zastosowanie galwanizacji stalowej rury redukuje to zjawisko, ale, biorąc pod uwagę zastosowanie jej w śro-dowisku silnie agresywnym, w długim okresie użytkowania może nie być wystarczające [13, 14].

Udoskonaleniem kotwy Split Set jest jej modyfikacja (rys. 8), która polega na wypełnieniu jej środka spoiwem cementowym (mokry cement w formie ładunku). Jeden metr kotwy, wypełniony spoiwem cementowym, może utrzymać górotwór o masie 4 ton. Obudowa ta przystosowuje się do ścianek otworu. Zastosowanie ładunku cementowego powo-duje zamknięcie kształtu kotwy w otworze.

3.3. Kotew tarciowa Hardi

Ta sama zasada działania, jak w przypadku kotwy Split Set została wykorzystana w obudowie kotwowej o nazwie Hardi. Jest ona wykonana z cienkiej blachy, która w przekroju poprzecznym posiada kształt litery V (rys. 9).

Tablica 2. Specyfikacja techniczna kotwy Split Set [22]Table 2. Technical specification of the Split Set bolt [22]

Typ kotwy SS-33 SS - 39 SS - 46

Zalecana średnica wierconych otworów, mm

31÷33 35÷38 41÷45

Wytrzymałość żerdzi kotwowej, kN 109 127 163

Wytrzymałość minimalna, kN 73 91 136

Długość żerdzi rurowej, m 0,9 –÷ 2,4 0,9 ÷ 3,0 0,9 ÷ 3,6

Średnica zewnętrza żerdzi rurowej, mm

33 39 46

Wymiary podkładki, mm 150×150125×125

150×150125×125

150×150125×125

Galwanizacja tak tak tak

Rys. 7. Zasada działania kotwy Split Set [22]Fig. 7. Principle of Split Set bolt operation [22]


Rys. 8. Kotew Split Set stabilzacyjna (SSS-46) [22]Fig. 8. Stabilizing Split Set bolt (SSS-46) [22]

Rys. 9. Kotew Hardi po lewej stronie, Split Set po prawej stro-nie [18]

Fig. 9. Hardi bolt on the left side, Split Set bolt on the right side [18]

Tablica 3. Specyfikacja techniczna kotwy Hardi [18] Table 3. Technical specification of the Hardi bolt [18]

Wartość Kotew HB-39 Kotew HB-46

Gatunek stali / St-44-3N, werkstof nr 1.0144, zgodnie z normą EN 10 025

Wytrzymałość na rozciąganie MPa Min. 420, typowa 460 ÷ 480

Granica plastyczności MPa >320

Wydłużenie kotwy % >30

Grubość ścianki mm nominalna 2,00 +/– 10 % nominalna 2,15 +/– 10 %

Obciążenie zrywające kN 130÷140 160÷170

Średnica kotwy mm 39,3+/–3 46,5+/–3

Rekomendowana średnica otworu mm 36÷38 43÷46

Długość kotwy m 0,9÷4,0 0,9÷6,0

Żerdź kotwowa jest wbijana do otworu o średnicy mniejszej od średnicy kotwy. Instalacja kotwy może być prowadzona przy użyciu tego samego sprzętu co do wiercenia otworu. Dodatkowym przyrządem jest wspornik, który łączy stalową żerdź wiertniczą z kotwą podczas procesu wbijania. Kiedy kształt V jest wbijany do mniejszego otworu, stal ugina się w czterech punktach. To zapewnia stałe wysokie tarcie. Zamknięty kształt V ma bardzo wysoką wytrzymałość kolum-nową (pionowa wytrzymałość na zgniatanie). Żerdź kotwowa współpracuje z kopułową podkładką. Jeśli jest konieczne, kotew może być utwierdzona na spoiwie. Spoiwo może być wtłaczane przez środek profilu V. Kiedy środek kotwy będzie całkowicie wypełniony, wówczas spoiwo będzie wracać przez rowki V, aby wypełnić je całkowicie. Kiedy spoiwo pojawi się

na podkładce, oznacza to, że kotew jest wypełniona w 100 %. Spoiwo chroni dodatkowo kotew przed korozją. Kotew Hardi może być galwanizowana na gorąco. W bardzo agresywnym środowisku, kotew może być wykonana ze specjalnej stali Cr-Ni (tabl. 3).

Zalety kotwy Hardi to:– łatwa instalacja przy użyciu tego samego wyposażenia co

do wiercenia,– bardzo wysokie tarcie spowodowane ugięciem sprężystym

przy 4 strefach w profilu V,– wysoka odporność przeciwko momentowi obrotowemu

przy instalacji,– wydłużenie około 30 % w celu absorbowania ruchów

górotworu bez przerwania ciągłości kotwy,– możliwość mocowania łącznie ze spoiwem,– ochrona przed korozją poprzez proces galwanizacji lub

użycie stali Cr-Ni.

3.4. Kotew Yield-Lok

Od 2008 roku firma „Jennmar” prowadziła badania nad opracowaniem nowej obudowy kotwowej przystosowanej do deformacji górotworu. W wyniku badań powstała kotwa o przemysłowej nazwie Yield-Lok. Żerdź kotwowa składa się z gładkiego okrągłego pręta, który na końcu ma specjal-nie zaprojektowane poszerzenie. Pręt jest częściowo lub całkowicie pokryty powłoką polimerową w celu osiągnięcia zaprojektowanego upodatnienia pod wpływem obciążenia dynamicznego. Profil końcowy powłoki ma wzdłuż swojej długości kątowe trapezowe segmenty (rys. 10), które służą do przecięcia oraz mieszania ładunku klejowego. Drugi ko-niec pręta kotwy zakończony jest gwintem z nakrętką w celu nadania naciągu wstępnego. Kotew wyposażona jest również w podkładkę kopułową oraz nakrętkę sferyczną, które służą do kompensacji kąta nachylenia oraz osiowego obciążenia kotwy. Mechanizm upodatniający tej kotwy podobny jest do kotwy Cone Bolt, w której stożek żerdzi kotwowej przechodzi przez środek utwierdzający (ładunek żywiczny lub cement), w momencie wystąpienia wstrząsu. Zasada upodatnienia oparta jest na interakcji pomiędzy poszerzoną częścią pręta kotwy, powłoką polimerową oraz żywicą. W warunkach statycznego obciążenia kotew stanowi sztywne wzmocnienie górotworu. Natomiast, w przypadku dynamicznego obcią-żenia, poszerzona część pręta przechodzi przez powłokę polimerową, powodując zamknięte sprężanie, uplastycznienie oraz przepływ polimeru wokół poszerzonej części pręta, co w rezultacie daje efekt „strugania”, oraz absorbowanie ener-gii dynamicznej. Jeśli pręt jest całkowicie otoczony żywicą w otworze, wówczas montaż kotwy Yield-Lok jest niezależny od rodzaju medium utwierdzającego, procesu mieszania oraz


Rys. 10. Kotew Yield-Lok wraz z powłoką polimerową [16, 19] Fig. 10. Yield-Lok bolt together with polymer coating [16, 19]

średnicy otworu. Odkąd mechanizm przemieszczenia jest za-mknięty w obrębie powłoki polimerowej, środek niewiążący, taki jak smar, nie jest wymagany, aby osiągnąć specyficzny efekt „strugania”.

Dynamiczne testy tego typy kotwi zostały wykonane w Ośrodku Technologicznym „CANMET” w Ottawie (Kanada). Testy miały na celu zoptymalizowanie parametrów technicznych powłoki polimerowej, a także geometrię pręta i poszerzonej jego części. Przeprowadzono ponad 100 testów dynamicznych. Otwory wiertnicze były symulowane przez stalową rurę o grubości 12 mm z wewnętrzną średnicą 34,5 mm. Stalowa rura miała drobną chropowatość wewnątrz ostatniego metra. Kotwa była utwierdzona za pomocą ładunku

Tablica 4. Charakterystyka techniczna kotwy Yield-Lok [15]Table 4. Technical characteristics of the Yield-Lok bolt [15]

Gatunek stali Gr75Średnica pręta 19,05 mm (okrągły)Granica plastyczności stali 518 MPaWytrzymałość na rozciąganie stali 688 MPaWydłużenie stali 8 %Średnica powłoki polimerowej 25,4 mmDługość powłoki polimerowej 760 mm (lub według wymagań)

Właściwości dynamiczneNośność 70 ÷ 90 kN Przemieszczenie 200 mm przy prędkości uderzenia 5,4 m/s o energii udaru

16,4 kJWartość absorbowanej energii 50 kJ lub więcej przy 760 mm długości powłoki polimerowejWydłużenie 760 mm długości powłoki polimerowej

Właściwości statyczneNośność 120 kN dla kotwy YL-S80 lub 135 kN dla kotwy YL-S85Wydłużenie 760 mm długości powłoki polimerowejRekomendowana średnica otworu 32 ÷ 38 mmRekomendowana średnica ładunku klejowego 28 ÷ 32 mm

klejowego. W pierwszej kolejności stalowa rura została zała-dowana ładunkami żywicznymi, a następnie żerdź kotwowa była powoli wkręcana przy stałych obrotach. Kiedy tylko żerdź kotwowa osiągnęła dno otworu, posuw został zatrzyma-ny i wówczas żerdź była obracana z maksymalną prędkością 0,22 ÷ 0,35 m/s przez 5 sekund aby w całości wymieszać ży-wicę. Stanowisko laboratoryjne było wyposażone w sztywną wieżę, która za pomocą elektromagnesu podnosiła stalową rurę wraz z kotwą o łącznej masie 1115 kg na wysokość 1,5 m. Odpowiadało to prędkości obciążenia 5,4 m/s oraz ener-gii udaru 16,4 kJ (tabl. 4). W testach stwierdzono, że średnie przemieszczenie poszerzonej części kotwy przez powłokę polimerową stanowiło 96 % całkowitego przemieszczenia, podczas gdy wydłużenie stali stanowiło tylko 4 % całego przemieszczenia.

3.5. Kotew podatna prętowa DAP

W Polsce została również opracowana kotew przezna-czona dla warunków zagrożeń wstrząsami. Kotew prętowa podatna, o nazwie przemysłowej DAP (rys. 11), opracowana w Głównym Instytucie Górnictwa w Katowicach, składa się z żebrowanego pręta, z elementem oporowym, który powstał na skutek przecięcia wzdłużnego oraz rozgięcia jednego jego końca. Jego górne płaszczyzny służą do przebijania ładun-ków klejowych oraz do ich mieszania. Przy obciążeniach dynamicznych, zasada działania opiera się na przechodzeniu bocznych płaszczyzn elementu oporowego „efekt strugania” przez klej oraz rurę. Ponadto kotew ta na dolnym końcu rury ma elastyczną uszczelkę, która zabezpiecza klej przed wyciekaniem podczas mocowania kotwy do otworu. Kotew wyposażona jest również w nakrętkę oraz podkładkę kulistą oraz czaszową, które są dociskane do stropu.

Aby sprawdzić skuteczność działania nowej konstrukcji kotwy, zostały wykonane zarówno badania statyczne, jak i dynamiczne. Badania dynamiczne polegały na wywieraniu obciążenia na kotwie wklejone w górotworze poprzez specjal-nie zaprojektowaną i wykonaną puszkę badawczą składającą się z dwóch rozłączanych części z otworem w środku do za-kładania na końcówkę kotwi wystającą z górotworu (rys. 12).

Badania zrealizowano w chodniku 2 w pokładzie 310, gdzie w ociosie węglowym zabudowano 7 kotwi typu DAP, mocowanych za pomocą nabojów typu Lokset. Na wystającą


Rys. 11. Przekrój podłużny kotwy podatnej prętowej DAP 1 – element oporowy, 2 – żerdź kotwowa, 3 – górne

płaszczyzny oporowego elementu, 4 – boczne płasz-czyzny oporowego elementu, 5 – żywica, 6 – rura z gwintem, 7 – dolna część rury, 8 – elastyczna uszczelka, 9 – otwór wiertniczy, 10 – gwint żerdzi, 11 – nakrętka, 12 – strop wyrobiska, 13 – podkładka kulista, 14 – pod-kładka czaszowa [6]

Fig. 11. Longitudinal section of the DAP yielding bar bolt 1 – resistance element, 2 – bolt rod, 3 – upper planes of

the resistance element, 4 – lateral planes of the resistan-ce element, 5 – resin, 6 – pipe with thread, 7 – lower pipe part, 8 – elastic gasket, 9 – borehole, 10 – rod thread, 11 – nut, 12 – excavation roof, 13 – spherical washer, 14 – bowl washer

Rys. 12. Widok puszki na materiał wybuchowy służącej do ba-dania kotwi [5]

Fig. 12. View of a box for explosive used for bolt testing [5]

Rys. 13. Widok kotwi DAP z założoną puszką badawczą i czujnikiem siły a) przed odpaleniem materiału wybuchowego, b) po odpaleniu materiału wybuchowego; 1 – ocios węglowy, 2 – pusz-

ka badawcza, 3 – czujnik siły, 4 – żerdź kotwi z nakrętką [5]Fig. 13. View of a DAP bolt with testing box and force sensor a ) before explosive firing, b) after explosive firing; 1 – coal side wall, 2 – testing box, 3 – force sensor, 4 – bolt rod with nut [5]

z ociosu żerdź zakładano puszkę badawczą wypełnioną mate-riałem wybuchowym oraz czujnik siły do pomiaru obciążenia kotwi sprzężony z rejestratorem (rys. 13).

Do badań zastosowano lont detonacyjny pentrytowy meta-nowy i zapalniki momentalne. Metodyka pomiarów polegała na wykonywaniu detonacji w puszce badawczej na kolejnych kotwiach ze zwiększaniem za każdym razem długości lontu detonującego z zamiarem uzyskania obciążenia kotwi na granicy jej wytrzymałości na zerwanie. Przeprowadzono dwie serie strzelań, uzyskane wyniki przedstawiono w tablicy 5. Przebiegi obciążenia kotwi wywołane detonacją materiału wybuchowego w funkcji czasu przedstawiono na rysunku 14.

Badania zachowania się kotwi typu DAP pod wpływem obciążenia dynamicznego wywołanego za pomocą detonacji materiału wybuchowego wykazały, że:– w trakcie 13 strzelań w żadnym przypadku nie nastąpiło

uszkodzenie kotwi,– mechanizm działania kotwi był zgodny z oczekiwaniami

– następowało przemieszczenie żerdzi kotwi,– zarejestrowane obciążenie kotwi wahało się w granicach

od 52 do 162 kN,– zmierzone przemieszczenie żerdzi kotwi wahało się

w granicach od 0 do 0,07 m,– czas zjawiska wahał się w granicach od 0,006 do 0,012 s.

4. Podsumowanie

Spękane skały pod wpływem wysokich naprężeń mogą być w pewnym stopniu zabezpieczone poprzez powolne upodatnienie systemu obudowy. Zastosownie upodatnienia


Rys. 14. Przebiegi czasowe obciążenia kotwi wywołane detonacją materiału wybucho-wego (seria 2) [5]

Fig. 14. Time courses of bolt load caused by explosive detonation (series 2) [5]

Tablica 5. Wyniki badań kotwi poddanych obciążeniu udarowemu detonacją materiału wybuchowego [5]Table 5. Test results of bolts subjected to impact load by explosive detonation [5]

Nr kotwy Seria 1 Seria 2Długość lontu

cmObciążenie

kNPrzemieszczenie

żerdzi, mmDługość lontu

mmObciążenie

kNPrzemieszczenie

żerdzi, mm7 70 52 0 1000 107 288 80 52 0 1500 109 359 100 82 0 2000 129 4010 110 114 16 2500 117 7011 150 114 42 3000 162 6012 150 106 30 4000 143 5013 200 157 55 - - -

w postaci żerdzi kotwowej, podkładki, czy też specjalnego cylindra, pozwala na poszukiwanie nowych rozwiązań kon-strukcyjnych oraz projektowych (tabl. 6), w których stosowane są nowe gatunki stali, cechujące się wysoką wytrzymalością na rozciąganie (żerdzie kotwowe), ściskanie (podkładki, spe-cjalne tulejki, uszczelki oraz cylindry), a także odpowiednim odksztłaceniem względnym, dla konkretnych warunków geologiczno-górniczych [7].

Nowe rozwiązania obudowy kotwowej do zabezpieczania wyrobisk górniczych, znajdują się na różnych etapach rozwo-ju, począwszy od badań modelowych, zarówno laboratoryj-nych, jak i numerycznych, aż do badań in situ. Skuteczność wzmocnienia wyrobiska poprzez kotwy podatne została potwierdzona w jednej z kopalń Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (GZW). W wyniku badań in situ, w których za pomocą detonacji materiału wybuchowego (dynamit o masie 50 kg), oddziaływano na obudowę kotwową – na odcinku ociosu, gdzie stosowano wzmocnienie w postaci kotew prę-towych podatnych DAP, nie zauważono zniszczenia opinki i deformacji łuków ociosowych, a także wyrzucenia węgla do wyrobiska, co następowało w przeciwległym ociosie bez wzmocnienia kotwami. Wyniki uzyskane z badań dołowych potwierdziły przydatność podatnej kotwi prętowej DAP, przemawiają za tym następujące fakty [4]:– nośność statyczna nie mniejsza niż 120 kN,– podatność dochodząca do 0,8 m przy nośności nie mniej-

szej niż 100 kN,– zdolność do pochłaniania energii udaru w granicach od

68 do 93 kJ.

Również przeprowadzone badania przemysłowe w 2007 roku w kopalni „Liyazhuang”, po roku obserwacji deformacji chodnika, potwierdziły skuteczność zabezpieczenia wyrobiska obudową kotwową podatną [9]:– Deformacja cylindra upodatniającego, wystąpiła prawie

we wszystkich kotwach, przy czym prawie żadna kotew prętowa czy linowa nie uległa zerwaniu, ponadto nie wystąpiło żadne zjawisko związane z opadem skał stro-powych czy też łuszczeniem się węgla. Oznaczało to zwiększenie bezpieczeństwa dla załogi

pracującej w chodniku. – Deformacja ociosów chodnika miała tendencję słabnącą

w czasie. W wyniku badań stwierdzono, że deformacja ociosów stabilizowała się stopniowo po 90 dniach. Tempo deformacji ociosów chodnika obniżyło się w końcu do średniej wartości 0,12 mm/dobę.

Praca została wykonana w ramach badań statutowych nr 11.11.100.370

Literatura

1. Hakansson U., Li C.: Swellex in weak and soft rock – design guidelines. International Symposium on Rock Support – Applied Solution for Underground Structures, 1997, Lillehammer, Norway.

2. Korzeniowski W.: Poszukiwanie nowych rozwiązań obudowy wyrobisk w kopalniach węgla na tle doświadczeń kotwienia w kopalniach rud. Przegląd Górniczy 1998, nr 11.


3. Korzeniowski W., Skrzypkowski K.: Metody wzmacniania górotworu kotwami przy obciążeniach dynamicznych. Przegląd Górniczy 2011, nr 3-4.

4. Nierobisz A.: Wyniki badań wpływu symulowanych wstrząsów góro-tworu na stateczność wyrobiska korytarzowego. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie 2006, nr 9.

5. Nierobisz A.: Yielding Bolts Research Results. International Mining Forum 2007, eds. Eugeniusz J. Sobczyk, Jerzy Kicki. — London [etc.] : Taylor & Francis Group, 2007.

6. Nierobisz A., Masny W., Grim A., Barecki Z.: Prętowa kotew podatna. Patent PL 63259 Y1.

7. Labrie D., Doucet Ch., Plouffe M.: Design guidelines for the dynamic behaviour of ground support tendoms. Phase I: Technical Information Data Sheets. CANMET-MMSL 2008.

8. Li C., Hakansson U.: Performance of the swellex bolt in hard and soft rocks. Rock support and reinforcement practice in mining, Villaescusa, Windsor & Thompson (eds). 1999 Balkema, Rotterdam, str. 103 ÷ 108.

9. Lu Yinlong, Wang Liangou, Zhang Bei.: An experimental study of a yielding support for roadways constructed in deep broken soft rock under high stress. Mining Science and Technology 2011 (in press).

10. PN-G-15091: Kotwie górnicze – wymagania.11. PN-G-15092: Kotwie górnicze – badania.12. Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 r.,

załącznik nr 3: projektowanie, wykonywanie i kontrola obudowy

kotwowej w zakładach górniczych wydobywających węgiel kamienny oraz zakładach wydobywających rudy miedzi, cynku i ołowiu (Dz.U. 02.139.1169 – zał.).

13. Scott, J.J.: Friction rock stabilizers – a new rock reinforcement method. In Monograph on rock mechanics applications in mining, (eds W.S. Brown, S.J. Green and W.A. Hustrulid), 242-249. 1976, New York: Soc. Min. Engrs, Am. Inst. Min. Metall. Petrolm Engrs.

14. Scott, J.J.: Friction rock stabilizer impact upon anchor design and ground control practices. In Rock bolting: theory and application in underground construction, (ed. O. Stephansson), 407-418. 1983, Rotterdam: Balkema.

15. Wu Y.K., Oldsen J.: Development of a New Yielding Rock Bolt – Yield-Lok Bolt. 44th U.S. Rock Mechanics Symposium and 5th U.S.-Canada Rock Mechanics Symposium, June 27 ÷ 30, 2010 , Salt Lake City, Utah. American Rock Mechanics Association, 2010.

16. Yield-Lok Bolt. A new genaration of yielding rock support (patent pending).

17. Yong G., Han D.: Review of Applications of Vanadium in Steels. Proceedings of International Seminar on Production and Application of High Strength Seismic Grade Rebar Containing Vanadium 2010.

18. http://www.hardirockcontrol.com19. http://www.jennmar.com 20. http://www.minovausa.com21. http://www.rockscience.com22. http://www.splitset.com.au

Tablica 6. Porównanie podstawowych parametrów kotew przystosowanych do przejmowania deforamcji górotworu

Table 6. Comparison of basic parameters of bolts adapted to take over rock mass deformations

Typ kotwyParametr

Swellex premium

Swellex manganowa

Split Set SS 33, 39, 46 Hardi Yield-Lok

Średnica kotwymm

28, 36 27,5; 36 33, 39, 46 39,3+/-3;46,5+/-3

19,5

Długość kotwym

0,5÷3 0,5÷3 0,9÷2,4;0,9÷3,0;0,9÷3,7

0,9÷4,0;0,9÷6,0

1,5

Gatunek stali S275JR/S 355MC

S275JR ASTM F432-95(HA 350)

St-44-3N, werkstof nr

1.0144, zgodnie z normą EN 10 025

Gr75

Obciążenie zrywające kN

110÷200(minimalne)

110÷200(minimalne)

73÷107; 91÷124;136÷178

130÷140;160÷170

120÷135

Minimalna granica plastyczności kN

100÷190 90÷180 71, 89, 133 120 110

Wydłużenie względne %

10 20 16 >30 8

Całkowite przemieszczenie mm

>150(dla kotwy o długości 1,8

÷2,1 m)

>150(dla kotwy o

długości 1,8 ÷2,1 m)

31÷113 (przy obciążeniu

dynamicznym)

>150 (dla średnicy 39 mm)

98÷256 (dla pojedynczego

uderzenia)

– 200

Wartość akumulowanej energii kJ

15 15 7,5 – 50 dla 760 mm powłoki polimerowej


1. Wprowadzenie

W wysięgnikowych kombajnach chodnikowych, wykorzy-stywanych do drążenia wyrobisk korytarzowych w podziem-nych kopalniach węgla kamiennego, stosowane są dwa rodzaje głowic urabiających: głowice poprzeczne i głowice podłużne. W pierwszym przypadku kombajn wyposażony jest w dwie głowice urabiające osadzone na czopach wału wyjściowego reduktora. Oś obrotu głowic poprzecznych jest prostopadła do osi podłużnej wysięgnika. W drugim przypadku kombajn posiada tylko jedną głowicę urabiającą o osi obrotu pokrywa-jącej się z osią podłużną wysięgnika. Kombajny chodnikowe z głowicami poprzecznymi przeznaczone są do urabiania skał

*) Wydział Górnictwa i Geologii, Politechnika Śląska.

UKD: 622.232.8-047.37: 622.23.054.54-045.44: 621.912.025-045.44: 539.4.019

Wpływ dokładności rozmieszczenia noży skrawających na obciążenie głowic w kombajnie chodnikowym

The influence of accuracy of cutting knives spacing on the load of heads in the road header machine

Dr inż. Piotr Sobota*)Dr inż. Piotr Cheluszka*)

Treść: Przeprowadzono badania wpływu zmiany ustawienia noży na ich obciążenie z wykorzystaniem programu komputerowego przeznaczonego do wspomagania procesu projektowania i doboru głowic urabiających w określonych warunkach geologiczno- -górniczych KREON v.1.1. Dla zaprojektowanej głowicy zmieniano położenie wierzchołka jednego noża skrawającego. Zmiana ustawienia noża poprzez zmianę położenia wierzchołka ostrza noża powoduje zmniejszenie objętości skrawu realizowanego przez ten nóż i zmniejszenie sił działających na niego, przy równoczesnym wzroście obciążenia sąsiedniego noża lub wzrost sił działających na nóż o zmienionym położeniu.

Abstract: Investigations into the influence of change of knives arrangement on their load using the computer programme intended to assist the process of design and selection of cutting heads for determined mining and geological conditions KREON v. 1.1. were carried out. For the designed head the position of one cutting knife vertex was changed. The change of knife arrange-ment through the change of the position of knife edge vertex causes the decrease of the volume of cut realized by this knife and reduction of forces acting on it with simultaneous increase of load of the adjacent knife or increase of forces acting on the knife with changed position.

Słowa kluczowe: kombajn chodnikowy, głowice urabiające, stereometria, obciążenie, dokładność rozmieszczenia Key words: road header machine, cutting heads, stereometry, load, spacing accuracy

średnio- i trudnourabialnych, gdyż w tych warunkach osiągają większą wydajność niż głowice podłużne. Z tego względu w polskim górnictwie węglowym stosowane są niemal wy-łącznie głowice poprzeczne.

Proces urabiania skał głowicami urabiającymi kombajnu chodnikowego jest złożony ze względu na jego fizykalną istotę oraz dużą liczbę czynników decydujących o wydajności ura-biania i zapotrzebowaniu energii niezbędnej do jego realizacji. Wydajność urabiania kombajnem chodnikowym zależy przy tym w głównej mierze od własności urabianej skały, rodzaju zastosowanych głowic urabiających, wielkości kombajnu i technologii urabiania czoła przodka.

Podstawowym wskaźnikiem energetycznym charakteryzu-jącym proces urabiania skał jest energochłonność urabiania, rozumiana jako ilość energii potrzebnej do urobienia jednostki objętości skały lub definiowana jako iloraz pobieranej mocy


i wydajności urabiania [1]. Energochłonność urabiania, ogniskująca w sobie wpływ dużej liczby czynników, jest syn-tetycznym wskaźnikiem energetycznym mogącym służyć do oceny procesu urabiania głowicami kombajnu chodnikowego, a minimalizacja energochłonności urabiania jest podstawo-wym kryterium wyboru porównywanych rozwiązań technicz-nych czy technologicznych. Na energochłonność urabiania, poza własnościami urabianej skały, wpływają głównie para-metry geometryczne głowic urabiających, noży skrawających, wysięgnika i obrotnicy kombajnu (stereometria głowic urabia-jących, liczba noży skrawających, rozmieszczenie uchwytów nożowych, ustawienie i geometria noży, długość wysięgnika, odległość osi obrotu wysięgnika od spągu, odległość osi obrotu obrotnicy od osi obrotu wysięgnika) oraz parametry ruchowe kombajnu chodnikowego (prędkość kątowa gło-wic urabiających, prędkość kątowa wychylania wysięgnika w płaszczyźnie równoległej i prostopadłej do spągu, prędkość przemieszczania głowic w kierunku osi wzdłużnej kombajnu) i parametry siłowe kombajnu (moment napędowy na wale głowic urabiających, moment obrotowy wychylania wysię-gnika w płaszczyźnie równoległej i prostopadłej do spągu, siła docisku głowic do czoła przodka).

2. Rozmieszczenie noży na głowicy urabiającej

Czynnikiem, który w decydujący sposób wpływa na energochłonność i wydajność procesu urabiania kombaj-nem chodnikowym są parametry stereometryczne głowic urabiających. Składają się na nie: kształt obwiedni głowi-cy, rozmieszczenie uchwytów nożowych, ustawienie noży w uchwytach oraz stopień i forma zużycia noży [2]. Zużycie narzędzi urabiających skutkuje przy tym wzrostem obciążenia układu urabiania kombajnu chodnikowego oraz wzrostem energochłonności urabiania [3, 4].

Rozmieszczenie noży na głowicy urabiającej realizowane jest w procesie spawania uchwytów nożowych do korpusu głowicy. Uchwyty nożowe najpierw sczepia się z korpusem głowicy na przeznaczonym do tego stanowisku, a następnie wykonuje się ostateczne spoiny łączące uchwyty z korpusem. Obecnie rozmieszczanie uchwytów nożowych na pobocznicy oraz ustawianie noży w uchwytach nożowych w procesie technologicznym produkcji i remontu głowic urabiających odbywa się ręcznie przy użyciu różnego rodzaju przyrządów i w dużej mierze zależy od doświadczenia i umiejętności pra-cownika. Proces sczepiania uchwytów z korpusem głowicy w zasadniczym stopniu decyduje o zgodności rozmieszczenia uchwytów nożowych, a co za tym idzie, ustawienia noży na głowicy, z dokumentacją techniczną. Konstrukcja stanowiska, na którym dokonuje się sczepiania uchwytów oraz sposób ustawienia na przyrządzie uchwytów w stosunku do korpusu głowicy, jakość realizacji tego procesu technologicznego oraz odkształcenia, będące efektem spawania uchwytów do korpusu głowicy, decydują więc o uzyskiwanej dokładności rozmieszczenia noży i uchwytów nożowych na korpusie głowicy urabiającej. Realizowane w Instytucie Mechanizacji Górnictwa pomiary sprawdzające dokładność położenia osi noży i wierzchołków ostrzy noży, zarówno na głowicach no-wych, jak i remontowanych z wymianą uchwytów nożowych, wykazują duże rozbieżności w stosunku do rozmieszczenia tych noży przewidzianego w dokumentacji technicznej. Nie prowadzono przy tym dotychczas ani teoretycznych ani do-świadczalnych badań wpływu dokładności rozmieszczenia noży na obciążenia poszczególnych noży i energochłonność procesu urabiania.

Konstrukcja stanowiska do sczepiania uchwytów musi uwzględniać przy tym sposób zdefiniowania w dokumentacji

technicznej parametrów stereometrycznych głowicy decy-dujących o ustawieniu noży. Najczęściej do opisu położenia noży w przestrzeni przyjmuje się trzy parametry opisujące położenie wierzchołka noża oraz trzy parametry opisujące przestrzenne położenie osi noża i uchwytu.

3. Komputerowe badania wpływu ustawienia noży na ich obciążenie

Badania wpływu zmiany ustawienia noży na ich obciąże-nie przeprowadzono z wykorzystaniem programu kompute-rowego przeznaczonego do wspomagania procesu projekto-wania i doboru głowic urabiających dla określonych warun-ków geologiczno-górniczych KREON v.1.1. Opracowany w Instytucie Mechanizacji Górnictwa, Wydziału Górnictwa i Geologii Politechniki Śląskiej program jest specjalistycznym narzędziem dającym szerokie możliwości komputerowej symulacji procesu urabiania czoła przodku głowicami ura-biającymi [5]. Opracowany został z zastosowaniem orygi-nalnych modeli matematycznych układu urabiania kombajnu chodnikowego, utworzonych na potrzeby identyfikacji stanu obciążenia dynamicznego układu urabiania oraz badania zjawisk dynamicznych towarzyszących procesowi urabiania skały głowicami urabiającymi kombajnu chodnikowego [6]. Kluczowym elementem tego programu, stanowiącym narzędzie decyzyjne na etapie doboru głowic urabiających, jest moduł komputerowej symulacji procesu urabiania czoła przodku głowicami urabiającymi. Symulacja komputerowa urabiania skały o określonych własnościach mechanicznych, głowicami urabiającymi o założonej stereometrii, pozwala na uzyskanie następujących charakterystyk tego procesu:– projekcji skrawów wykonanych nożami głowicy urabiają-

cej, przedstawiającej w sposób graficzny kształt i następ-stwo skrawów wykonanych nożami głowicy urabiającej oraz obraz wyłomu uzyskanego w czasie jej obrotu,

– wartości parametrów skrawów wykonanych poszczegól-nymi nożami, takich jak: głębokość, pole powierzchni przekroju poprzecznego oraz objętość urobku uzyskanego ze skrawów,

– wartości składowych obciążenia noży,– przebiegu momentu sił obciążenia na wale głowic urabia-

jących,– średniego poboru mocy przez silnik w układzie napędo-

wym głowic,– średniej energochłonności urabiania,– przebiegu momentu obrotu i podnoszenia wysięgnika oraz

siły działającej na kombajn w kierunku równoległym do jego osi wzdłużnej.Na potrzeby prowadzenia badań komputerowych, dla

układu urabiania kombajnu chodnikowego o mocy nomi-nalnej 200 kW, zaprojektowano głowicę poprzeczną o śred-nicy maksymalnej wynoszącej 1050 mm, przeznaczoną do skrawania skał o wytrzymałości na ściskanie Rc ≤ 60 MPa. Obwiednia ostrzy noży głowicy utworzona jest przez N = 60 noży skrawających, z czego Nz = 44 noże znajdują się na części zasadniczej głowicy, a Nr = 16 noży rozmieszczonych jest na głowicy od strony reduktora (rys.1). Noże skrawające na zasadniczej części głowicy są w wysokim stopniu upo-rządkowane i rozmieszczone są na liniach śrubowych (rys. 2). W jednej płaszczyźnie obrotu znajdują się przy tym dwa noże skrawające (rys. 3).

Dla przyjętej głowicy urabiającej przeprowadzono ba-dania, symulując komputerowo proces urabiania warstwy o zabiorze z = 0,20 m i wysokości h = 0,85 m podczas wy-chylania wysięgnika kombajnu w płaszczyźnie równoległej do spągu. Symulację urabiania przeprowadzono dla skały


o wytrzymałości na ściskanie Rc = 50 MPa, wytrzymałości na rozciąganie Rr = 4,2 MPa i prędkości przemieszczania wysię-gnika z głowicą vow = 0,10 m/s. Zmieniano przy tym położenie wierzchołka jednego noża skrawającego oznaczonego nr 10 (rys. 2, rys. 3).

Rozmieszczenie noży znajdujących się w otoczeniu noża nr 10 zaprezentowano na rysunku 4 w układzie x – r, gdzie x jest odległością od podstawy głowicy, zaś r jest od-ległością od osi obrotu głowicy. Położenie poszczególnych noży przedstawiono w postaci strzałek, których podstawa odzwierciedla położenie punktu styku uchwytu nożowego z korpusem głowicy, a grot położenie wierzchołka ostrza noża. Położenie noża nr 10 zmieniano w ten sposób, że punkt styku uchwytu nożowego z korpusem głowicy pozostawał bez zmian, zaś zmieniano położenie wierzchołka ostrza noża nr

10 przesuwając go z położenia nominalnego, o współrzęd-nych x = 660 mm, r = 370 mm, wzdłuż osi x do położenia x = 645 mm (strzałka w kolorze niebieskim na rysunku 4) oraz wzdłuż osi r w zakresie od r = 355 mm do r = 385 mm (strzałki w kolorze różowym na rys. 4). Symulacje procesu urabiania przeprowadzono zmieniając położenie wierzchołka ostrza noża co 1 mm w zakresie Δx10 = –15 ÷ 0 mm oraz dla Δr10 = –15 ÷ +15 mm.

Zmiana ustawienia noża nr 10 poprzez zmianę położenia wierzchołka ostrza noża wzdłuż osi x (do położenia oznaczo-nego strzałką w kolorze niebieskim na rysunku 4) prowadzi

Rys. 1. Poprzeczna głowica urabiająca kombajnu chodnikowe-go przeznaczona do urabiania skał o wytrzymałości na ściskanie do 60 MPa

Fig. 1. Transverse cutting head of a road header machine in-tended for cutting of rocks with compressive strength up to 60 Mpa

Rys. 2. Rozmieszczenie noży skrawających badanej głowicy urabiającej wzdłuż linii śrubowych o małym kącie zwi-cia

Fig. 2. Spacing of cutting knives of the tested cuting head along the screw lines with a small spiral angle

Rys. 3. Zarys obwiedni ostrzy noży oraz sposób ich ustawienia dla badanej głowicy urabiającejFig. 3. Outline of knife edges and way of their arrangement for the tested cutting head


Rys. 4. Sposób rozmieszczenia noży w otoczeniu noża nr 10 oraz przyjęte do badań skrajne położenia jego wierzchołka

Fig. 4. Way of knives arrangement in the knife No. 10 sur- roundings and adopted for tests extreme positions of its vertex

Rys. 5. Wpływ zmiany wartości współrzędnej wierzchołka ostrza noża nr 10, mierzonej wzdłuż osi obrotu głowicy urabiającej, na grubość skrawu wykonywanego przez nóż nr 11

Fig. 5. Influence of the change of value of coordinate value of knife No. 10 edge vertex, measured along the axis of cutting head rotation on the thickness of the cut performed through the knife No. 11

Rys. 6. Wpływ zmiany wartości współrzędnej wierzchołka ostrza noża nr 10, mierzonej wzdłuż osi obrotu głowicy urabiającej, na obciążenie noża nr 11

Fig. 6. Influence of the change of coordinate value of knife No. 10 edge vertex, measured along the axis of cutting head rotation, on the load of knife No. 11

Rys. 7. Wpływ zmiany wartości współrzędnej wierzchołka ostrza noża nr 10, mierzonej wzdłuż osi obrotu głowicy urabiającej, na energochłonność urabiania badaną gło-wicą urabiającą

Fig. 7. Influence of the change coordinate value of knife No. 10 edge vertex, measured along the axis of cutting head rotation, on the energy-consumption of cutting using the tested cutting head

Rys. 8. Wpływ zmiany odległości wierzchołka ostrza noża nr 10 od osi obrotu głowicy urabiającej na obciążenie noża nr 11

Fig. 8. Influence of the change of knife No. 10 edge vertex di-stance from the axis of cutting head rotation on the load of knife No. 11

Rys. 9. Wpływ zmiany odległości wierzchołka ostrza noża nr 10 od osi obrotu głowicy urabiającej na jego obciążenie

Fig. 9. Influence of the change of knife No. 10 edge vertex di-stance from the axis of the cutting head rotation on its load


do zmniejszenia grubości skrawu tego noża od wartości g = 23 mm dla położenia nominalnego, do wartości g = 16 mm dla Δx10 = –15 mm, co powoduje również zmniejszenie ob-jętości skrawu realizowanego przez ten nóż i zmniejszenie sił działających na niego. Równocześnie wzrasta obciążenie sąsiedniego noża nr 11, którego grubość skrawu rośnie wraz ze wzrostem odchylenia noża nr 10 od położenia nominalne-go (rys. 5). Zmiana grubości skrawu, w badanym przedziale zmienności położenia wierzchołka noża, ma charakter liniowy, a grubość skrawu wykonywanego przez nóż nr 11 rośnie od wartości g11 = 22 mm dla nominalnego położenia wierzchołka noża nr 10 do wartości g11 = 40 mm dla Δx10 = –15mm (wzrost o 82 %).

Wzrost grubości skrawu wykonywanego przez nóż nr 11 wywołuje wzrost wartości sił działających na ten nóż. Wzrasta zarówno wartość sił skrawania Ps, mającej kierunek chwilowej prędkości skrawania, jak i siły docisku Pd prostopadłej do siły skrawania i przechodzącej przez oś obrotu głowicy. Siła skra-wania rośnie przy tym nieliniowo od wartości Ps11 = 18,1 kN dla nominalnego położenia wierzchołka ostrza noża nr 10 do wartości Ps11 = 59,9 kN dla Δx10 = –15 mm (wzrost o 231%), zaś siła docisku wzrasta od wartości Pd11 = 15,7 kN dla nomi-nalnego położenia wierzchołka ostrza noża nr 10 do wartości Pd11 = 51,8 kN dla Δx10 = –15 mm (rys. 6). Wzrost składowych obciążenia noża nr 11 jest przy tym wielokrotnie większy od przyrostu grubości skrawu wykonywanego przez ten nóż i zdecydowanie większy niż spadek składowych obciążenia noża nr 10 (wartość siły skrawania noża nr 10 zmniejsza się w tym czasie od Ps10 = 19,8 kN dla Δx10 = 0 mm do Ps10 = 9,6 kN dla Δx10 = –15 mm).

Znaczące zwiększenie obciążenia noża nr 11 spowodowa-ne zmianą ustawienia noża nr 10, przy niezmienionej wydaj-ności urabiania wpływa na wzrost energochłonności urabiania całą głowicą. Przesunięcie wierzchołka ostrza tylko jednego noża nr 10 z położenia nominalnego wzdłuż osi x o wartość Δx10 = –15 mm (do położenia oznaczonego strzałką w kolorze niebieskim na rysunku 4) skutkuje wzrostem energochłon- ności urabiania głowicy o 7,5 % od wartości Ej = 4,95 kWh/m3 do wartości Ej = 5,32 kWh/m3 (rys. 7).

Zmiana ustawienia noża nr 10 poprzez zmianę położe-nia wierzchołka ostrza tego noża wzdłuż osi r (do położeń oznaczonych strzałkami w kolorze różowym na rysunku 4) wywołuje zmiany obciążenia noży na głowicy urabiającej zależne od zwrotu przesunięcia Δr10 w stosunku do położe-nia nominalnego. Dla ujemnych wartości przesunięcia Δr10, gdy maleje odległość wierzchołka ostrza noża nr 10 od osi obrotu głowicy, zmniejsza się zarówno grubość skrawu jak i obciążenie noża nr 10, zaś rośnie grubość skrawu noża nr 11 od wartości g11 = 22 mm dla nominalnego położenia wierz-chołka noża nr 10 do wartości g11 = 39 mm dla Δr10 = –15mm. Towarzyszy temu nieliniowy wzrost wartości siły skrawania i siły docisku działającej na nóż nr 11 (rys. 8) do wartości Ps11 = 57,0 kN i Pd11 = 49,2 kN dla Δr10 = –15 mm. Natomiast dla dodatnich wartości przesunięcia Δr10, gdy rośnie odległość wierzchołka ostrza noża nr 10 od osi obrotu głowicy, wzrasta zarówno grubość skrawu, jak i obciążenie samego noża nr 10 (rys. 9). Siła skrawania i siła docisku osiągają wartości odpo-wiednio Ps10 = 57,0 kN i Pd10 = 47,9 kN dla Δr10 = +15 mm.

Znaczące zwiększenie obciążenia noża nr 11 spowodowa-ne ujemnym przesunięciem wierzchołka noża nr 10 (Δr10 < 0) oraz zwiększenie obciążenia noża nr 10 spowodowane dodat-nim przesunięciem jego wierzchołka (Δr10 > 0) skutkuje wzro-stem mocy do napędu głowicy urabiającej. Moc ta wzrasta od wartości N = 215,0 kW dla nominalnego położenia wierzchoł-ka noża nr 10 do wartości N = 232,1 kW dla Δr10 = –15 mm oraz N = 233,6 kW dla Δr10 = +15 mm. Przy niezmienionej wydajności urabiania wpływa to na wzrost energochłonności

Rys. 10. Wpływ zmiany odległości wierzchołka ostrza noża nr 10 od osi obrotu głowicy urabiającej na energochłon-ność urabiania

Fig. 10. Influence of the change of knife No. 10 edge vertex distance from the axis of the cutting head rotation on cutting energy-consumption

urabiania głowicą (rys. 10). Przesunięcie wierzchołka ostrza tylko jednego noża nr 10 z położenia nominalnego wzdłuż osi r skutkuje wzrostem energochłonności urabiania głowicy od wartości Ej = 4,95 kWh/m3 do wartości Ej = 5,32 kWh/m3 dla Δr10 = –15 mm i do wartości Ej = 5,38 kWh/m3 dla Δr10 = +15 mm.

4. Podsumowanie

Zmiana ustawienia noża poprzez zmianę położenia wierz-chołka ostrza noża powoduje zmniejszenie objętości skrawu realizowanego przez ten nóż i zmniejszenie sił działających na niego, przy równoczesnym wzroście obciążenia sąsiedniego noża lub wzrost sił działających na nóż o zmienionym położe-niu. Ustawienie nawet jednego noża niezgodnie z położeniem przewidzianym w dokumentacji technicznej może prowadzić do znaczącego wzrostu obciążenia niektórych noży i wzrostu energochłonności procesu urabiania.

Skomplikowany sposób ustawiania uchwytów nożowych na pobocznicach głowic urabiających kombajnów chodniko-wych w stosowanych powszechnie do tego celu urządzeniach montażowych wymaga wysokich kwalifikacji zawodowych obsługi. Nie gwarantuje to jednak powtarzalności realizacji procesu montażu uchwytów nożowych. Ze względu na duże znaczenie głowic urabiających oraz jakości ich wykonania ze względu na skuteczność i niezawodność działania kombajnów chodnikowych, niezbędny jest przy tym stały nadzór i kon-trola jakości procesu ich wytwarzania. Wobec dużej liczby produkowanych i remontowanych głowic urabiających (tylko w polskim górnictwie węgla kamiennego użytkowanych jest ponad 200 kombajnów chodnikowych, z których każdy wypo-sażony jest w dwie poprzeczne głowice urabiające) niezbędna staje się robotyzacja tych procesów technologicznych w celu zapewnienia rozmieszczenia noży na głowicach urabiających z wymaganą dokładnością uzyskiwaną zarówno w procesie produkcji, jak i remontu głowic.

Literatura

1. Dolipski M., Cheluszka P., Sobota P., Mann R.: Badania energochłonno-ści procesu urabiania poprzecznymi głowicami urabiającymi kombajnu chodnikowego. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa. Nr 3/1999.


2. Dolipski M., Mann R.: Analiza zmiany cech geometrycznych noży na głowicach urabiających kombajnu chodnikowego w zależności od ich rozmieszczenia. 28 Mezinárodní Konference „Technická diagnostika strojů a výrobních zařízení DIAGO 2009”. Ostrava, 2009.

3. mann R.: Zmiany obciążenia układów napędowych kombajnu chodni-kowego spowodowane zużyciem narzędzi urabiających. Konferencja naukowa „Górnictwo zrównoważonego rozwoju 2009”. Gliwice, 2009.

4. Sobota P.: Energochłonność urabiania kombajnami chodnikowymi. III Szkoła Mechanizacji i Automatyzacji Górnictwa „Kombajny chodni-kowe. Mechatronika w górnictwie”. Wisła, 2006.

5. Dolipski M., Cheluszka P., Sobota P.: Program komputerowy „Kreator obwiedni noży KREON v.1.1.”

6. Dolipski M., Cheluszka P., Sobota P.: Projektowanie układu urabiania kombajnu chodnikowego wspomagane komputerowo. Sympozjum „Kombajny chodnikowe”. Katowice, 2006.

Apelujemy do Kadry inżynieryjno-technologicznej kopalń węgla kamiennego i innych kopalin – zwłaszcza do zarządów kopalń – o jak najszersze przekazywanie swych doświadczeń na łamach

Przeglądu Górniczego w roku 2012.

Konkurs im. Profesora Bolesława Krupińskiego – trwa!


Treść: W artykule przedstawiono rezultaty badań przenośnika zgrzebłowego w warunkach dołowych, pozwalających na doświadczalne wyznaczenie sprawności bębnów łańcuchowych, rozumianej jako sprawność zazębienia łańcucha z tymi bębnami. Sprawność bębnów łańcuchowych wraz z przekładnią zębatą w przenośniku zgrzebłowym wyznaczono na podstawie przebiegów czasowych sił w łańcuchu prawym i lewym, zarejestrowanych przez zestawy siłomierzy oraz przebiegów czasowych momentów obroto-wych, zmierzonych przez momentomierze zamontowane na wałach silników napędowych w napędzie wysypowym i zwrotnym. Wyznaczone na drodze doświadczalnej, w rzeczywistych warunkach eksploatacji, górniczego przenośnika zgrzebłowego wartości sprawności bębnów łańcuchowych są niskie. W aspekcie dużych mocy zainstalowanych w napędach świadczy to o znacznych stratach mocy podczas przekazywania siły uciągu z bębnów na łańcuch zgrzebłowy.

Abstract: The article presents the results of investigations of a scraper chain conveyor in underground conditions allowing experimental efficiency determination of chain barrels understood as the eficiency of chain meshing with these barrels. The efficiency of chain barrels together with toothened gear in the scraper chain conveyor was determined on the basis of time courses of forces in the right and left chain registered by dynamometer sets and time courses of torques measured by torque meters mounted on shafts of driving motors in the discharge driving set and reversible driving set. The values of efficiency of chain barrels determined by way of experiment in real conditions of exploitation of the mining scraper chain conveyor are low. In the aspect of high powers installed in the drives, this fact proves considerable losses of powers during the transmission of the draw-ball pull from the barrel to the scraper chain.

UKD: 622.647.53-027.236: 62-252

Słowa kluczowe:przenośnik zgrzebłowy, bęben łańcuchowy, sprawnośćKey words:scraper chain conveyor, chain barrel, efficiency

Dr inż. Piotr Sobota*)

Doświadczalne wyznaczenie sprawności bębna łańcuchowego w przenośniku zgrzebłowymExperimental efficiency determination of the chain barrel in the scraper chain conveyor

*) Politechnika Śląska, Gliwice.

1. Wprowadzenie

W światowym i polskim górnictwie węgla kamiennego względy ekonomiczne wymuszają pracę przodków ściano-wych o dużej koncentracji wydobycia i dużym postępie dobo-wym. Oznacza to, że maszyny tworzące ścianowy kompleks zmechanizowany muszą mieć wysokie wydajności i być nie-zawodne. O uzyskiwanym wydobyciu z przodka ścianowego decyduje wydajność maszyny urabiającej. Dlatego buduje się kombajny ścianowe i strugi węglowe o coraz wyższych parametrach, przy czym wydajność układu transportowego musi być wyższa od wydajności maszyny urabiającej. Aby sprostać tym wymaganiom projektuje się ścianowe przeno-śniki zgrzebłowe o coraz większych mocach napędów, coraz większych masach i wielkościach łańcuchów ogniwowych i zgrzebeł. W przenośnikach ścianowych, które wyposażone są w dwa lub trzy zespoły napędowe, moce pojedynczych silników napędowych przekraczają już 1000 kW, a łączna moc napędów przekracza 3000 kW. Stosuje się łańcuchy o wielkościach 2×34×126, 2×38×137, 2×42×146 i większych. W układzie pociągowym przenośników zgrzebłowych, które

stały się jedynymi środkami odstawy w podziemnych wyro-biskach ścianowych w kopalniach węgla kamiennego, stosuje się łańcuchy zgrzebłowe składające się najczęściej z dwóch łańcuchów ogniwowych połączonych zgrzebłami. Jednym z najważniejszych elementów układu napędowego przeno-śnika ścianowego jest bęben łańcuchowy, ponieważ na nim odbywa się przekazywanie łańcuchowi zgrzebłowemu siły pociągowej wywołanej silnikiem. Bębny łańcuchowe przeno-szą wysoki moment obrotowy z reduktora napędu i zazębiając się z torusami tylnymi ogniw poziomych łańcucha przekazują mu siłę pociągową. Wchodzeniu ogniw łańcucha w zazębienie z segmentami zębów bębna oraz wyzębianiu ogniw, w warun-kach poślizgu ogniw na flance zęba i dnie gniazda, towarzyszą znaczące siły nacisku i tarcia mające decydujący wpływ na sprawność przeniesienia napędu z bębna łańcuchowego na łańcuch zgrzebłowy [2, 3].

Określenie wartości sprawności zazębienia łańcucha z bębnem jest istotnym warunkiem określenia strat przenoszo-nej mocy i podjęcia działań zmierzających do ich zmniejszenia a tym samym do zwiększenia trwałości bębnów łańcucho-wych. Z badań doświadczalnych sprawności napędowych kół łańcuchowych prowadzonych na stanowisku badawczym wynika, że sprawność ta zależna jest od wartości napięcia


wstępnego łańcucha [4], zaś badania teoretyczne wskazują, że jest ona okresową funkcją położenia koła łańcuchowego [1]. W literaturze przedmiotu brak jest dotychczas wyników określających sprawność zazębienia łańcuchowego na drodze doświadczalnej w rzeczywistych warunkach eksploatacji górniczych przenośników zgrzebłowych.

2. Obiekt badań i metoda wyznaczania sprawności

Przeprowadzone pomiary obciążeń realizowane były w pochylni transportowej o średnim nachyleniu 24°, w której zainstalowany był przenośnik zgrzebłowy o długości 245 m. Wyposażony był w dwa jednosilnikowe napędy, każdy o mocy 250 kW. W napędzie wysypowym zastosowany był silnik dwubiegowy, który poprzez sprzęgło podatne oraz dwustopniową przekładnię zębatą planetarną napędzał bęben łańcuchowy (napęd prostopadły). Z kolei napęd zwrotny wyposażony był w trójstopniową przekładnię zębatą stożko-wo-planetarną (napęd równoległy). Transport urobku realizo-wany był za pomocą dwupasmowego łańcucha zgrzebłowego 2×34×126 mm.

W celu doświadczalnego wyznaczenia sprawności mie-rzono i rejestrowano momenty obrotowe na wałach silników elektrycznych w napędzie wysypowym i zwrotnym. Pomiar obciążenia w łańcuchu zgrzebłowym zrealizowano za pomocą siłomierzy włączonych szeregowo w dwa pasma łańcucha ogniwowego. Do wyznaczenia sprawności bębnów łańcu-chowych wykorzystano dwa zestawy siłomierzy oddalonych od siebie o długość rynnociągu. Poszczególne siłomierze oznaczono następująco (rys.1):zestaw pierwszy:

S2 – siłomierz w łańcuchu prawym,S4 – siłomierz w łańcuchu lewym,

zestaw drugi:S6 – siłomierz w łańcuchu prawym,S7 – siłomierz w łańcuchu lewym.Ze względu na rozmieszczenie elementów układu pomia-

rowego wyznaczono sprawność układu bęben łańcuchowy–przekładnia zębata. Sprawność bębnów łańcuchowych wraz z przekładnią zębatą w przenośniku zgrzebłowym wyznaczono na podstawie przebiegów czasowych sił w łańcuchu prawym i lewym zarejestrowanych przez zestawy siłomierzy oraz przebiegów czasowych momentów obrotowych, zmierzonych przez momentomierze zamontowane na wałach silników napędowych w napędzie wysypowym i zwrotnym. Moc prze-kazywaną łańcuchowi zgrzebłowemu przez bęben łańcuchowy wyznaczono jako iloczyn prędkości łańcucha zgrzebłowego i siły obwodowej przekazywanej na ogniwa łańcucha. Moc mechaniczną na wale silnika napędowego obliczono jako iloczyn mocy nominalnej silnika i stosunku zarejestrowane-go momentu obrotowego do momentu nominalnego silnika. Sprawność układu bęben łańcuchowy–przekładnia zębata wyznaczono jako stosunek mocy przekazywanej łańcuchowi zgrzebłowemu do mocy mechanicznej na wale silnika.

Siłę obwodową przekazywaną z bębna łańcuchowego na ogniwa łańcucha zgrzebłowego obliczono jako różnicę siły nabiegającej na bęben łańcuchowy i zbiegającej z niego. Siłę nabiegającą na bęben łańcuchowy wyznaczono jako średnią całkową wartość sumarycznej siły w łańcuchu prawym i lewym z dwusekundowych fragmentów przebiegów czaso-wych zarejestrowanych przed wejściem siłomierzy na bęben łańcuchowy, zaś siłę zbiegającą z bębna łańcuchowego jako średnią całkową wartość sumarycznej siły w łańcuchu prawym i lewym z dwusekundowych fragmentów przebiegów czaso-wych zarejestrowanych po zejściu tych samych siłomierzy z bębna łańcuchowego. Do tego celu wykorzystano siłomierze

S2 i S4 z zestawu pierwszego i siłomierze S6 i S7 z zestawu drugiego.

3. Wyniki badań doświadczalnych

Przykładowy sposób wyznaczenia sprawności układu bę-ben łańcuchowy–przekładnia zębata w napędzie wysypowym przenośnika nieobciążonego urobkiem przedstawiono dla sytuacji przechodzenia przez bęben łańcuchowy siłomierzy S2 i S4 z pierwszego zestawu siłomierzy. Siłę nabiegającą na bęben łańcuchowy wyznaczono jako średnią całkową wartość sumarycznej siły w łańcuchu prawym i lewym z dwusekundo-wego fragmentu przebiegów w czasie od 4302 do 4304 sekun-dy pomiaru, zarejestrowanego przed wejściem siłomierzy S2 i S4 na bęben łańcuchowy (rys. 2). Średnia całkowa wartość sumarycznej siły nabiegającej na bęben wynosi 90,36 kN. Po przejściu siłomierzy S2 i S4 przez bęben łańcuchowy do gałęzi dolnej przenośnika wyznaczono z przebiegów czasowych od 4306 do 4308 sekundy pomiaru sumaryczną siłę zbiegającą w łańcuchu prawym i lewym (rys. 3), wynoszącą 25,14 kN.

Siła obwodowa przekazywana z bębna łańcuchowego na łańcuch zgrzebłowy, obliczona jako różnica sumarycznej siły nabiegającej na bęben i zbiegającej z bębna łańcuchowego, wynosi w tym przypadku 65,22 kN, zaś dla prędkości łań-cucha zgrzebłowego 1,3 m/s moc osiąga chwilową wartość wynoszącą 84,78 kW. Wyznaczony z przebiegów czasowych dla tych samych dwusekundowych odcinków (rys. 4) średni moment obrotowy rozwijany przez silnik napędu wysypowego wynosi 722,9 Nm, a moc silnika na tym czasowym odcinku wynosi 112,25 kW. Sprawność układu bęben łańcuchowy–przekładnia zębata w napędzie wysypowym, wyznaczona jako stosunek mocy przekazywanej łańcuchowi zgrzebłowemu i mocy mechanicznej na wale silnika, ma wartość ηA = 0,75.

Przykładowy sposób wyznaczenia sprawności układu bęben łańcuchowy–przekładnia zębata w napędzie zwrotnym przenośnika nieobciążonego urobkiem, przedstawiono dla sytuacji przechodzenia przez bęben łańcuchowy siłomierzy S6 i S7 z drugiego zestawu siłomierzy. Siłę nabiegającą na bęben łańcuchowy wyznaczono jako średnią całkową wartość sumarycznej siły w łańcuchu prawym i lewym z dwusekundowego fragmentu przebiegów w czasie od 4301 do 4303 sekundy pomiaru zarejestrowanego przed wejściem siłomierzy S6 i S7 na bęben łańcuchowy (rys. 5). Średnia całkowa wartość sumarycznej siły nabiegającej na bęben zwrotny wynosi 183,47 kN. Po przejściu siłomierzy S6 i S7 przez bęben łańcuchowy do gałęzi górnej przenośnika wyzna-czono z przebiegów czasowych sumaryczną siłę zbiegającą w łańcuchu prawym i lewym (rys. 6), wynoszącą 118,49 kN.

Pomimo znacznie wyższych wartości sił w łańcuchu na-biegającym i zbiegającym niż w napędzie wysypowym, siła obwodowa przekazywana z bębna łańcuchowego na łańcuch zgrzebłowy, obliczona jako różnica sumarycznej siły nabie-gającej na bęben i zbiegającej z bębna łańcuchowego, ma zbliżoną wartość i wynosi 64,98 kN, zaś moc osiąga chwilową wartość wynoszącą 84,48 kW. Wyznaczony z przebiegów czasowych dla tych samych dwusekundowych odcinków (rys. 7) średni moment obrotowy rozwijany przez silnik napędu zwrotnego wynosi 695,11 Nm, a moc silnika w tym fragmen-cie wynosi 107,94 kW. Sprawność układu bęben łańcuchowy–przekładnia zębata w napędzie zwrotnym, wyznaczona jako stosunek mocy przekazywanej łańcuchowi zgrzebłowemu i mocy mechanicznej na wale silnika, ma wartość ηB = 0,78.

Sposób wyznaczenia sprawności układu bęben łańcucho-wy–przekładnia zębata w napędzie wysypowym przenośnika załadowanego urobkiem, którego stopień załadowania oszaco-wano na 50 %, przedstawiono dla sytuacji przechodzenia przez


Rys. 1. Schemat rozmieszczenia siłomierzy w łańcuchu zgrzebłowymFig. 1. Scheme of lay-out of dynamometers in the scraper chain

Rys. 2. Przebieg sił w łańcuchu zgrzebłowym podczas nabiegania na bęben łańcuchowy napędu wysypowego przenośnika nieobciążonego urobkiem

Fig. 2. Course of forces in the scraper chain during running on the chain barrel of the discharge driving set of conveyor non-loaded with mined product


Rys. 3. Przebieg sił w łańcuchu zgrzebłowym podczas zbiegania z bębna łańcuchowego napędu wysypowego przenośnika nieobciążonego urobkiem

Fig. 3. Course of forces in the scraper chain during running from the chain barrel of the discharge driving set of the conveyor non-loaded with mined product

Rys. 4. Moment obrotowy silnika napędu wysypowego podczas nabiegania i zbiegania z bębna łańcuchowego siłomierzy S2 i S4

Fig. 4. Torque of the motor of discharge driving set during running on and running from the chain barrel of dynamometers S2 and S4


Rys. 5. Przebieg sił w łańcuchu zgrzebłowym podczas nabiegania na bęben łańcuchowy napędu zwrotnego przenośnika nieobciążonego urobkiem

Fig. 5. Course of forces in the scraper chain during running on the chain barrel of the reversible driving set of the conveyor non-loaded with mined product

Rys. 6. Przebieg sił w łańcuchu zgrzebłowym podczas zbiegania z bębna łańcuchowego napędu zwrotnego przenośnika nieobciążonego urobkiem

Fig. 6. Course of forces in the scraper chain during running from the chain barrel of reversible driving set of the conveyor non-loaded with mined product


Rys. 7. Moment obrotowy silnika napędu zwrotnego podczas nabiegania i zbiegania z bębna łańcuchowego siło-mierzy S6 i S7

Fig. 7. Torque of the motor of reversible driving set during running on and running from the chain barrel of dynamometers S6 and S7

Rys. 8. Przebieg sił w łańcuchu zgrzebłowym podczas nabiegania na bęben łańcuchowy napędu wysypowego prze-nośnika załadowanego w 50 %

Fig. 8. Course of forces in the scraper chain during running on the chain barrel of the discharge driving set of conveyor loaded in 50 %


bęben łańcuchowy siłomierzy S2 i S4 z pierwszego zestawu siłomierzy. Siłę nabiegającą na bęben łańcuchowy wyznaczo-no jako średnią całkową wartość sumarycznej siły w łańcuchu prawym i lewym z dwusekundowego fragmentu przebiegów w czasie od 4978 do 4980 sekundy pomiaru zarejestrowane-go przed wejściem siłomierzy S2 i S4 na bęben łańcuchowy (rys. 8). Średnia wartość sumarycznej siły nabiegającej na bęben wynosi 136,27 kN. Po przejściu siłomierzy S2 i S4 przez bęben łańcuchowy do gałęzi dolnej przenośnika wyznaczono z przebiegów czasowych od 4982 do 4984 sekundy pomiaru sumaryczną siłę zbiegającą w łańcuchu prawym i lewym (rys. 9), wynoszącą 54,93 kN. O sumarycznej wartości siły zbiegającej z bębna napędu wysypowego decyduje wartość siły w łańcuchu prawym, gdyż łańcuch lewy luzuje się, a siła w nim ma wartość zbliżoną do zera. Luzowanie łańcucha lewego wynika z większej długości łańcucha lewego w dolnej gałęzi przenośnika niż łańcucha prawego przy jednakowej liczbie ogniw w obydwu gałęziach.

Siła obwodowa przekazywana z bębna łańcuchowego na łańcuch zgrzebłowy, obliczona jako różnica sumarycznej siły nabiegającej na bęben i zbiegającej z bębna łańcucho-wego, wynosi w tym przypadku 81,34 kN, zaś moc osiąga chwilową wartość wynoszącą 105,75 kW. Wyznaczony z przebiegów czasowych dla tych samych dwusekundowych odcinków (rys. 10) średni moment obrotowy rozwijany przez silnik napędu wysypowego wynosi 912,4 Nm, a moc silnika na tym odcinku czasowym wynosi 141,67 kW. Sprawność układu bęben łańcuchowy–przekładnia zębata w napędzie wysypowym, wyznaczona jako stosunek mocy przekazywa-nej łańcuchowi zgrzebłowemu i mocy mechanicznej na wale silnika, ma wartość ηA = 0,746.

W przedstawiony sposób wyznaczono sprawność bębnów łańcuchowych w dwóch seriach pomiarów. W serii pierwszej przeprowadzono sześć pomiarów dla przenośnika nieob-ciążonego urobkiem, po trzy dla każdego bębna (pomiary od 1 do 6 w tablicy 1) obliczając średnią siłę obwodową na bębnie, moc przekazywaną z bębna na łańcuch, średni mo-ment obrotowy na wale silnika i moc mechaniczną na wale silnika, co umożliwiło obliczenie sprawności układu bęben

łańcuchowy–przekładnia zębata. Sprawność układu bęben łańcuchowy–przekładnia zębata wyznaczona w pierwszej serii pomiarów dla bębna łańcuchowego w napędzie wysy-powym zmienia się w granicach od ηA = 0,75 do ηA = 0,82, a dla bębna łańcuchowego w napędzie zwrotnym od ηB = 0,70 do ηB = 0,78. Ponieważ nie była znana rzeczywista sprawność przekładni zębatych, wyznaczono sprawność bębnów łańcu-chowych przy założeniu sprawności przekładni zębatej dla kilku wartości: ηP = 0,92, ηP = 0,94 i ηP = 0,96 (tabl. 1). Dla sprawności przekładni zębatej na poziomie ηP = 0,94 sprawność bębna łańcuchowego w napędzie wysypowym zmienia się w granicach od ηŁA = 0,80 do ηŁA = 0,85, a dla bębna łańcu-chowego w napędzie zwrotnym od ηŁB = 0,75 do ηŁB = 0,83.

Dla przenośnika zgrzebłowego obciążonego urobkiem wyznaczono w drugiej serii pomiarów sprawność układu bę-ben łańcuchowy–przekładnia zębata w napędzie wysypowym w 11 pomiarach (pomiary od 7 do 17 w tablicy 1) w ten sam sposób jak w pierwszej serii pomiarów. Moc rozwijana przez silnik napędu wysypowego zmienia się w tej serii pomiarów w szerszym zakresie w zależności od obciążenia przenośni-ka urobkiem i wartości sił w łańcuchach (od 89,45 kW do 162,20 kW). Również sprawność układu bęben łańcuchowy– –przekładnia zębata wyznaczona w drugiej serii zmienia się w znacznie szerszym zakresie od η = 0,54 do η = 0,80 przy średniej wartości η = 0,68.

Podobnie jak dla pierwszej serii pomiarów, wyznaczono sprawność bębnów łańcuchowych przy założeniu sprawności przekładni zębatych o trzech wartościach ηP = 0,90; ηP = 0,92; ηP = 0,94 i ηP = 0,96 (tabl. 1). Przy założeniu sprawności przekładni zębatej na poziomie ηP = 0,94 sprawność bębna łańcuchowego w napędzie wysypowym zmienia się w grani-cach od ηŁA = 0,63 do ηŁA = 0,85.

Duża liczba czynników wpływających na wartości sprawności układu bęben łańcuchowy – przekładnia zębata, w tym stopień zużycia den gniazd i flanek zębów bębnów oraz współdziałanie bębnów z ogniwami łańcucha o zróżnicowa-nym wydłużeniu, sprawia, iż wyznaczone doświadczalnie wartości sprawności bębnów łańcuchowych zmieniają się w szerokim zakresie.

Tablica 1. Wyniki pomiarów wykorzystane do wyznaczenia sprawności układu przekładnia–bęben łańcuchowyTable 1. The results of measurements used for the determination of efficiency of the system gear – chain barrel

Seria / nr pom. /

napęd

Czas przejścia

przez bęben

s

Śr. siła obwodowa

kN

Moc przekazyw. na

łańcuchkW

Śr. moment obrotowy

Nm

Moc silnika

kW

Sprawność układu bęben – przekładnia

Sprawność bębna η Ł

dlaηP = 0,92


dlaηP = 0,94


dlaηP = 0,96

I/1/A 4305 65,22 84,78 722,9 112,25 0,75 0,82 0,80 0,79I/2/B 4305 64,98 84,47 695,1 107,94 0,78 0,85 0,83 0,82I/3/B 4490 57,61 74,89 685,8 106,49 0,70 0,76 0,75 0,73I/4/A 4490 78,15 101,60 792,7 123,09 0,82 0,89 0,88 0,86I/5/A 6220 59,74 77,66 622,6 96,67 0,80 0,87 0,85 0,84I/6/B 6220 55,67 72,37 603,6 93,72 0,77 0,84 0,82 0,80II/7/A 2754 56,43 73,36 588,8 91,43 0,80 0,87 0,85 0,84II/8/A 3122 48,52 63,08 576,0 89,45 0,70 0,77 0,75 0,73II/9/A 3866 43,61 56,70 617,7 95,92 0,59 0,64 0,63 0,62II/10/A 4238 58,39 75,90 752,2 116,81 0,65 0,71 0,69 0,68II/11/A 4610 77,57 100,85 924,6 143,57 0,70 0,76 0,75 0,73II/12/A 4982 81,34 105,75 912,4 141,67 0,75 0,81 0,79 0,78II/13/A 5354 82,57 107,34 896,6 139,22 0,77 0,84 0,82 0,80II/14/A 5724 46,15 60,00 715,8 111,14 0,54 0,59 0,57 0,56II/15/A 6095 55,00 71,49 765,8 118,92 0,60 0,65 0,64 0,63II/16/A 6838 88,02 114,42 1044,6 162,20 0,70 0,77 0,75 0,73II/17/A 7210 80,55 104,71 978,1 151,89 0,69 0,75 0,73 0,72


Rys. 9. Przebieg sił w łańcuchu zgrzebłowym podczas zbiegania z bębna łańcuchowego napędu wysypowego przenośnika załadowanego w 50 %

Fig. 9. Course of forces in the sraper chain during running from the chain barrel of the discharge driving set of conveyor loaded in 50 %

Rys. 10. Moment obrotowy silnika napędu wysypowego podczas nabiegania i zbiegania z bębna łańcuchowego siłomierzy S2 i S4

Fig. 10. Torque of the motor of discharge driving set during running on and running from the chain barrel of dynamometers S2 and S4


4. Podsumowanie

Przeprowadzone pomiary obciążenia napędów i łańcucha przenośnika zgrzebłowego o długości 245 m wyposażonego w dwa napędy, każdy o mocy nominalnej 250 kW, pozwoliły na doświadczalne wyznaczenie sprawności układu bęben łańcuchowy–przekładnia zębata.

Dla przenośnika nieobciążonego urobkiem sprawność układu bęben łańcuchowy–przekładnia zębata w napędzie wysypowym zmienia się w granicach od ηA = 0,75 do ηA = 0,82 a w napędzie zwrotnym od ηB = 0,70 do ηB = 0,78. Dla zało-żonej sprawności przekładni zębatej na poziomie ηP = 0,94 sprawność bębna łańcuchowego w napędzie wysypowym zmienia się w granicach od ηŁA = 0,80 do ηŁA = 0,85 a dla bębna łańcuchowego w napędzie zwrotnym od ηŁB = 0,75 do ηŁB = 0,83.

Dla przenośnika zgrzebłowego obciążonego urobkiem w różnym stopniu sprawność układu bęben łańcuchowy–prze-kładnia zębata zmienia się w szerszym zakresie od η = 0,54 do η = 0,80 przy średniej wartości η = 0,68. Przy założeniu sprawności przekładni zębatej na poziomie ηP = 0,94 spraw-ność bębna łańcuchowego w napędzie wysypowym zmienia się w granicach od ηŁA = 0,63 do ηŁA = 0,85.

Wyznaczone na drodze doświadczalnej w rzeczywistych warunkach eksploatacji górniczego przenośnika zgrzebło-wego wartości sprawności bębnów łańcuchowych są niskie. W aspekcie dużych mocy zainstalowanych w napędach świad-czy to o znacznych stratach mocy podczas przekazywania

siły uciągu z bębnów na łańcuch zgrzebłowy. Te straty mocy w postaci wydzielanego ciepła powodują nagrzewanie się łańcucha zgrzebłowego, bębna łańcuchowego i kadłuba napędu. W związku z powyższym należy podjąć działania, aby na drodze konstrukcyjnej i technologicznej doprowadzić do zwiększenia sprawności, a tym samym do poprawy trwa-łości bębnów łańcuchowych w ścianowych przenośnikach zgrzebłowych.

Praca zrealizowana w ramach projektu rozwojowe-go nr N R09 0026 06/2009 finansowanego ze środków Ministerstwa Nauki i Szkolnictwa Wyższego decyzją nr 0481/R/T02/2009/06

Literatura

1. Dolipski M.: Sprawność zazębienia łańcuchowego. Przegląd Mechaniczny, nr 23-24/1982.

2. Dolipski M., Remiorz E., Sobota P., Osadnik J.: Określenie obciążenia ogniw łańcucha i dna gniazda bębna łańcuchowego przy kontakcie z torusem przednim ogniwa. Przegląd Górniczy, nr 7-8/2011.

3. Dolipski M., Remiorz E., Sobota P., Osadnik J.: Określenie obciążenia ogniw łańcucha i flanki zęba bębna łańcuchowego przy kontakcie z torusem tylnym ogniwa. Wiadomości Górnicze, nr 10/2011.

4. Rynik J.: Sprawność napędowych kół łańcuchowych. Przegląd Mechaniczny, nr 17/1976


Treść: W praktyce ruchowej występują zdarzenia zahaczania lub klinowania się cięgien przenośnika zgrzebłowego, prowadzące do poważnych awarii łańcucha, elementów złącznych i zgrzebeł. Podczas gwałtownego blokowania się cięgna, często nie jest ono w stanie dyssypować całej energii napędu, co w konsekwencji jest jedną z przyczyn rozrywania się łańcucha na skutek jego dynamicznego obciążenia o charakterze udarowym. W związku z tym, że nie istnieją obecnie żadne normy ani metodyki badań, pozwalające określić odporność dynamiczną łańcuchów na obciążenia dynamiczne, opracowano przez autora artykułu metodykę badań, pozwalającą na określanie maksymalnej energii, którą łańcuch jest w stanie dyssypować bez zniszczenia jego ciągłości. W artykule przedstawiono metodykę stanowiskowych badań, stanowisko badawcze, zbudowane przy współpracy GIG z firmą THIELE GmbH & Co.KG. oraz wyniki analizy obciążeniowo-deformacyjnej łańcuchów o wielkości d×p (wyrażonej iloczynem wartości nominalnych w mm średnicy ogniwa i podziałki łańcucha) wynoszącej 34×126, wykonanych w klasie THD oraz TSD bez zabezpieczenia antykorozyjnego.

Abstract: In the operational practice occur events of catching and wedging of flexible connectors of the scraper chain conveyor that lead to serious failures of the chain, connecting elements and scrapers. During impetuous blocking of the flexible connector frequently it is not able to dissipate the whole energy of the drive, what in consequence is one of the reasons of breaking of the chain as a result of its dynamic load of impact character. In connection with the fact that there do not exist at present any standards of testing methodologies allowing to determine the dynamic resistance to dynamic loads, the author has developed a testing methodology, enabling to determine the maximum energy, which the chain is able to dissipate without the destruction of its continuity. The article presents the methodology of stand tests, the test stand constructed in co-operation of the Central Mining Institute (GIG) with the firm THIELE GmbH & Co.KG. and the results of load-strain analysis of chains of the size d×p (expressed by the product of nominal values in mm of the link diameter and chain pitch) amounting to 34×126 , carried out in the THD and TSD class without anti-corrosion protection.

UKD: 622.647.53-047.37; 621.867.1-047.37: 539.412: 531.3: 531.6

Słowa kluczowe:przenośnik zgrzebłowy, łańcuch, badania stanowiskowe, obciążenie dynamiczne, siła rozrywająca, dyssypacja energii, odporność dyna-micznaKey words:Scraper chain conveyor, chain, stand tests, dynamic load, breaking force, energy dissipation, dynamic rersistance

Dr inż. Andrzej Pytlik*)

Dyssypacja energii w łańcuchu przenośnika zgrzebłowego przy obciążeniu dynamicznym symulującym awaryjny stan zablokowania cięgnaEnergy dissipation in the chain of a scraper chain conveyor under dynamic load simulating the emergency state of flexible connector blocking

*) Główny Instytut Górnictwa, Katowice.

1. Wprowadzenie

Jednym z podstawowych parametrów technicznych po-mocnych w doborze łańcucha do przenośnika zgrzebłowego jest wartość statycznego obciążenia rozrywającego łańcuch. Trzeba jednak zaznaczyć, że parametr ten nie odzwierciedla rzeczywistego obciążenia łańcucha, które występuje podczas pracy przenośnika zgrzebłowego [1, 2]. Bardziej istotnym parametrem, z uwagi na dynamiczny charakter obciążenia łańcucha podczas pracy w warunkach ruchowych, jest jego trwałość zmęczeniowa. Podczas tej próby odcinek łańcucha poddawany jest dynamicznemu obciążeniu o charakterze pulsacyjnym, a kryterium oceny próby jest liczba cykli zmę-czeniowych przeniesiona przez łańcuch, bez jego zniszczenia.

Opisane parametry techniczne są jednymi z wielu pa-rametrów uwzględnianych w procesie oceny łańcucha, a metodyki badań oraz wartości kryterialne zostały zawarte w polskiej normie PN-G-46701:1997 [6, 7].

Podczas pracy łańcucha w warunkach ruchowych obser-wuje się częste przypadki rozrywania łańcucha na skutek jego dynamicznego obciążenia o charakterze udarowym. Zjawisko to powstaje często na skutek awaryjnego blokowania się cięgna łańcucha w rynnach przenośnika zgrzebłowego i jest ono szczegółowo opisane w literaturze [1, 2] a badania mode-lowe zjawisk dynamicznych w ruchu ustalonym przenośnika zgrzebłowego opisano w pracy [3].

Opracowana przez autora metodyka badawcza, ma na celu określenie odporności łańcucha na dynamiczne obciążenie o charakterze udarowym, określone jako wartość maksymalnej energii dyssypowanej przez łańcuch bez jego uszkodzenia (zerwania) i jest unikatowa w skali światowej.


Przy współpracy Zakładu Badań Urządzeń Mechanicznych GIG z firmą THIELE GmbH & Co.KG zaprojektowano i zbudowano stanowisko badawcze do prób zrywania łańcucha przy obciążeniu dynamicznym oraz przeprowadzono pierwsze próby badawcze [4, 8].

Podczas badań łańcuchów w stanowisku, określono cha-rakterystyki pracy łańcucha przy obciążeniu dynamicznym w postaci wykresów obciążenia i deformacji w funkcji czasu oraz określono energię dyssypowaną przez łańcuch podczas próby.

2. Stanowisko i metodyka badawcza

Na rysunku 1 przedstawiono schemat stanowiska badaw-czego, składającego się z dwóch części:– nieruchomej podstawy – wyposażonej w płytę nośną,

na której posadowiony jest czujnik siły wraz z górnym uchwytem mocującym odcinek badanego łańcucha,

– ruchomego elementu obciążającego – składającego się z płyty górnej i dolnej, połączonych za pomocą prętów nośnych.W płycie nośnej podstawy wykonane są otwory za-

pewniające swobodne przemieszczanie się prętów nośnych ruchomego elementu obciążającego o masie m3= 430 kg. Na górnej płycie elementu obciążającego spoczywa trawersa o masie m2=6600 kg, która statycznie obciąża badany odcinek łańcucha.

Próba polega na swobodnym spadku masy udarowej m1=20 000 kg na trawersę statycznie obciążającą łańcuch w stanowisku badawczym, z różnej wysokości swobodnego spadku h. Zderzenie plastyczne masy udarowej i trawersy powoduje powstanie dynamicznej siły obciążającej, która przenoszona, poprzez pręty nośne, na dolny odcinek łań-cucha, wywołuje powstanie w łańcuchu dynamicznej siły rozciągającej.

Podczas próby wykonuje się pomiar siły w funkcji czasu. Przed i po próbie wykonuje się pomiary długości odcinka łańcucha (7 ogniw czynnych), na podstawie których następnie określa się jego całkowite wydłużenie. Próby wykonywano przy zmiennych wartościach wysokości spadku w zakresie od 0,5 do 0,8 m. Wybrane próby zostały zarejestrowane z zasto-sowaniem szybkiej kamery typu Phantom przy współudziale firmy EC Test Systems Sp. z o.o. Wszystkie dane pomiarowe i obrazy rejestrowano z częstotliwością pomiarową wynoszącą 9600 Hz. Do pomiaru siły użyto wzmacniacza pomiarowego typu DMCplus połączonego z tensometrycznym czujnikiem siły. W celu określenia odporności łańcucha na obciążenia dynamiczne, po próbach wykonano obliczenia energii udaru, według metody analitycznej przedstawionej poniżej.

Prędkość vo masy udarowej spadającej swobodnie z wyso-kości h na trawersę w chwili uderzenia oblicza się z zależności

(1)gdzie: g – przyspieszenie ziemskie.

Prędkość vo nie jest jednak prędkością, z jaką układ połą-czonych mas m1, m2 i m3 po zderzeniu plastycznym wywołuje obciążenie dynamiczne w łańcuchu. Aby obliczyć prędkość vp połączonych mas m1, m2 i m3, korzystamy z zasady zacho-wania pędu

(2)

skąd (3)

Jak widzimy we wzorze (3), część energii kinetycznej, jaką posiada masa udarowa m1, tracona jest na wprawienie w ruch trawersy o masie m2 i elementu obciążającego o masie m3 – stąd też strata prędkości układu połączonych mas m1, m2 i m3.

Prędkość vp jest przyjmowana jako początkowa prędkość deformacji łańcucha, dlatego jest ona podstawiana do wzoru obliczeniowego energii kinetycznej połączonych mas m1, m2 i m3

(4)

Podstawiając wzory (1) i (3) do wzoru (4), otrzymuje-my

(5)

gdzie: m1 – masa udarowa, kg, m2 – masa trawersy, kg, m3 – masa ruchomego elementu obciążającego, kg, h – wysokość spadku masy udarowej, m, g – przyspieszenie ziemskie, m/s2.

Całkowitą wartość energii układu mas obciążających łańcuch, a tym samym całkowitą energię dyssypowaną przez łańcuch, obliczamy ze wzoru

Ec=Ek+Ep J (6)gdzie; Ep – energia potencjalna, J, obliczana ze wzoru

(7)gdzie: Dl – całkowite wydłużenie łańcucha będące różnicą

długości początkowej i końcowej (przed i po próbie) siedmiu czynnych ogniw łańcucha, m.

Jako kryterium odporności dynamicznej łańcuchów, uży-wane do celów porównywania łańcuchów o różnej jakości, przyjęto stosować maksymalną wartość energii kinetycznej Ek, którą łańcuch może dyssypować bez uszkodzeń (przerwa-nia jego ciągłości). Miarą zdolności łańcucha do dyssypacji energii jest natomiast całkowita energia dyssypowana przez łańcuch Ec.

3. Wyniki badań

Szczegółową analizę obciążeniowo-deformacyjną prze-prowadzono na odcinkach łańcuchów o wielkości d×p (d – wartości nominalnej w mm średnicy ogniwa, p – podziałki łańcucha) wynoszącej 34×126 w klasie THD [5] (klasa C wg polskiej normy [6]) oraz klasie TSD (brak polskiego odpo-wiednika klasy; klasa TSD jest wyższa od klasy THD) bez zabezpieczenia antykorozyjnego. Każdy odcinek łańcucha, zgodnie ze schematem przedstawionym na rysunku 2, składał się z 9 ogniw, spośród których było 7 ogniw czynnych o dłu-gości pomiarowej L=882 mm, a pozostałe 2 skrajne ogniwa umieszczone były w dwóch uchwytach (górnym i dolnym) stanowiska badawczego, przedstawionych na rysunku 3, wykonanych zgodnie z normą [6].

Łańcuchy klasy TSD, przy wytrzymałości materiału około 1500 MPa, osiągają podczas quasi-statycznych prób zrywania zgodnie z normą [6], minimalną siłę zrywania o wartości 1800 kN, natomiast łańcuchy klasy THD, o wytrzymałości materiału około 1200 MPa, w identycznych warunkach osią-gają niższe siły zrywania o wartości minimalnej 1450 kN.

Na rysunku 4 przedstawiono zestawienie wykresów prób obciążeniowych łańcuchów klasy THD.


Na rysunku 5 przedstawiono zestawienie wykresów prób obciążeniowych łańcuchów klasy TSD.

W tablicy 1 przedstawiono zestawienie wyników prób zrywania łańcuchów klasy THD i TSD, oraz techniczne parametry badań.

W celu porównania obciążeniowo-deformacyjnych cha-rakterystyk pracy wybranych próbek łańcuchów THD i TSD, szczegółowej analizie, za pomocą szybkiej kamery, poddano próby badawcze nr 4 i 7, obrazujące przypadki zerwania łańcucha podczas próby, oraz próby nr 2 i 6, obrazujące przypadki deformacji łańcucha (bez jego zniszczenia) podczas

próby przy tej samej energii kinetycznej Ek udaru. Analizie deformacji z użyciem szybkiej kamery poddano następujące odcinki pomiarowe łańcucha:– l1 – 4 górne ogniwa czynne,– l2 – 7 ogniw czynnych (wszystkie czynne ogniwa łańcucha),– l3 – 1 ogniwo czynne (piąte ogniwo czynne od góry), ze

znacznikami naniesionymi na ogniwie.Na rysunku 6 przedstawiono przykładową sekwencję

trzech zdjęć przedstawiających łańcuch: przed obciążeniem, przed zerwaniem i w momencie zerwania.

Na rysunku 7 przedstawiono wykresy deformacji i pręd-kości obciążenia łańcucha THD podczas próby 4.

Na rysunku 8. Przedstawiono przebiegi zmian energii dyssypowanej przez odcinki l1, l2 i l3 łańcucha w próbie 4.

Na rysunku 9 przedstawiono wykresy deformacji i pręd-kości obciążenia łańcucha podczas próby 7.

Rys. 1. Schemat stanowiska badawczego do prób zrywania łań-cucha przy obciążeniu dynamicznym

Fig. 1. Scheme of test stand for chain breaking tests under dy-namic load

Rys. 2. Schemat pomiarowy łańcuchaFig. 2. Measurement scheme of a chain

Rys. 3. Łańcuch z uchwytami mocującymiFig. 3. Chain with fastening grips

Rys. 4. Zestawienie wykresów obciążenia w funkcji czasu, łańcuchów klasy THD po lewej – pierwszy impuls obciążenia oraz drgania gasnące obciążenia, po prawej – pierwszy impuls obciążeniaFig. 4. Specification of graphs of load in the function of time of THD class chains on the left – first load impulse and load dumped vibrations, on the right – first load impulse


Tablica 1. Wyniki badań łańcuchów przy obciążeniu dynamicznymTable 1. Results of chain tests under dynamic load

Lp. Klasa h, m

Ek, kJ

Ec, kJ

Fmax, kN

Δl2, mm

e, %

Fśr, ***kN

Stan łańcucha po próbie

1 THD 0,5 73 86,4 1381 52 5,9 1001 cały2 THD 0,6 87 104,1 1544 64 7,3 1021 cały3 THD 0,7 102 123,6 1571 83 9,4 1019 cały4 THD 0,8 116 94,9* 1622 94 10,7 1006 zerwany5 TSD 0,5 73 83,7 1690 42 4,8 1263 cały6 TSD 0,6 87 100,1 1727 49 5,6 1268 cały7 TSD 0,7 102 83,7* 1736 70 7,9 1262 zerwany8 TSD 0,65 94 109,2 1769 56 6,3 1354 cały9 TSD 0,8 116 -** 2019 -** -** 1304 zerwany

* Wartość energii całkowitej obliczona na podstawie całkowania przebiegu F=f(Dl) do momentu zerwania łańcucha.** Brak możliwości określenia wydłużenia po próbie.*** Średnia siła obliczona podczas pierwszych 50 ms działania dynamicznego obciążenia łańcucha.

Rys. 5. Zestawienie wykresów obciążenia w funkcji czasu, łańcuchów klasy TSD po lewej – pierwszy impuls obciążenia oraz drgania gasnące obciążenia, po prawej – pierwszy impuls obciążeniaFig. 5. Specification of graphs of load in the function of time of TSD class chains on the left – first load impulse and load dumped vibrations, on the right – first load impulse

Rys. 6. Łańcuch podczas próbyFig. 6. A chain during the test


Na rysunku 10 przedstawiono przebiegi zmian energii dyssypowanej przez odcinki l1, l2 i l3 łańcucha w próbie 7.

Na rysunku 11 przedstawiono wykresy deformacji i pręd-kości obciążenia łańcucha THD podczas próby 2, a na rysunku 12 przedstawiono wykresy deformacji i prędkości obciążenia tego łańcucha podczas pierwszego impulsu obciążenia.

Na rysunku 13 przedstawiono przebiegi zmian ener-gii dyssypowanej przez odcinki l1, l2 i l3 łańcucha THD w próbie 2.

Na rysunku 14 przedstawiono wykresy deformacji i pręd-kości obciążenia łańcucha TSD podczas próby 6.

Na rysunku 15 przedstawiono przebiegi zmian ener-gii dyssypowanej przez odcinki l1, l2 i l3 łańcucha THD w próbie 6.

We wszystkich analizowanych próbach stwierdzono, że ogniwo piąte od góry (z zaznaczonymi znacznikami) odkształcało się w granicach sprężystości, co jest wynikiem wątpliwym, zważywszy na to, że proporcja zmierzonych od-kształceń odcinków łańcucha l2/l1 jest zbliżona do stosunku liczby ogniw 7/4. Wobec powyższego wartość odkształcenia l3 tego ogniwa powinna być różna od zera. Na błędne okre-ślenie wartości odkształcenia l3 mogą mieć wpływ drgania ogniwa, które są przyczyną „rozmywania” się obrazu, a te w konsekwencji prowadzą do błędnej analizy odkształceń.

Maksymalne chwilowe deformacje odcinka l2 (wszystkie 7 ogniw czynnych) łańcucha wykazały, że są one o około 20 mm większe od odkształceń plastycznych Dl2 stwierdzo-nych po próbach. Na tej podstawie można wysnuć wstępny

Rys. 7. Wykresy deformacji i obciążenia łańcucha podczas próby 4 (zerwanie łańcucha THD) a) – deformacja odcinków l1, l2 i l3 łańcucha, b) – obciążenie łańcucha.Fig. 7. Graphs of deformation and load of a chain during the test 4 (breaking of THD chain) on the left – deformation of sections l1, l2, and l3 of the chain on the right – chain load

Rys. 8. Przebiegi zmian energii dyssypowanej przez odcinki l1, l2 i l3 łańcucha w próbie 4

Fig. 8. Courses of changes of energy dissipated through the sec-tions l1, l2, and l3 of the chain in the test 4


Fig. 10. Courses of changes of energy dissipated through the sections l1, l2, and l3 in the test 7

a) b)


Rys. 9. Wykresy deformacji i obciążenie łańcucha podczas próby 7 (zerwanie łańcucha TSD) a) – deformacja odcinków l1, l2 i l3 łańcucha, b) – obciążenie łańcucha.Fig. 9. Graphs of deformation and load of a chain during the test 7 (TSD chain breaking) on the left – deformation of sections l1, l2, and l3 of the chain on the right – chain load

Rys. 11. Wykresy deformacji i obciążenie łańcucha podczas próby 2 a) – deformacja odcinków l1, i2 i l3 łańcucha, b) – obciążenie łańcuchaFig. 11. Graphs of deformation and load of a chain during the test 2 on the left – deformation of sections l1, l 2, and l3 of the chain on the right – chain load

a) b)

a) b)

wniosek, że podczas prób z wizyjną analizą obrazu możliwe jest określenie sumarycznego odkształcenia łańcucha w za-kresie jego sprężystości i plastyczności. Wizyjna metoda pomiarowa odkształceń wymaga jednak dalszego doskona-lenia i weryfikacji podczas badań łańcuchów przy obciążeniu dynamicznym.

Odrębny problem stanowią duże ilości iskier powstałych podczas zerwania łańcucha przy obciążeniu dynamicznym (w próbach 4 i 7). Podobne zjawiska powstawania iskier zaobser-wowane zostały w Zakładzie Badań Urządzeń Mechanicznych przez autora artykułu np. podczas badań stojaków ciernych przy obciążeniu dynamicznym oraz przez dr. inż. Mariusza

Szota podczas zrywania łańcuchów oraz lin przy obciążeniu statycznym. Dla wyjaśnienia tych zjawisk zaproszono do współpracy specjalistów z KD BARBARA. Zdjęcia z kamery termowizyjnej, wykonane przez zespół pod kierunkiem dr inż. Michała Górnego, wskazują na miejsca największej dyssypacji energii obciążającej. Zdjęcia termowizyjne, których przykła-dowe sekwencje przedstawione na rysunkach 16 i 17, zostały wykonane z częstotliwością próbkowania 50 Hz (największą na jaką pozwalała kamera termowizyjna). Miejsca łańcu-cha, które ulegają najsilniejszemu nagrzaniu podczas próby rozrywania, są na kontakcie pomiędzy ogniwami. Wysoka temperatura niektórych oderwanych cząstek łańcucha,


Rys. 12. Wykresy deformacji i obciążenie łańcucha podczas pierwszego impulsu obciążenia w próbie 2 a) – deformacja odcinków l1, l2 i l3 łańcucha podczas pierwszego impulsu obciążenia, b) – pierwszy impuls obciążeniaFig. 12. Graphs of deformation and load of a chain during the first load impulse in the test 2 on the left – deformation of sections l1, l2, and l3 during the first load impulse, on the right – first load impulse

a) b)

Rys. 14. Wykresy deformacji i obciążenie łańcucha podczas próby 6 a) – deformacja odcinków l1, l2 i l3 łańcucha, b) – obciążenie łańcuchaFig. 14. Graphs of deformation and load of chain during thr test 6

a) b)

o wartości około 300 °C, może stanowić zagrożenie zapłonu lub wybuchu metanu, ale ta problematyczna kwestia musi być jeszcze potwierdzona w dalszych badaniach stanowiskowych.

4. Podsumowanie

Najwyższą odporność na obciążenia dynamiczne o war-tości 102 kJ, określoną jako maksymalna wartość energii kinetycznej przejętej bez uszkodzeń przez łańcuch – wykazuje „miękki” łańcuch klasy THD. W porównaniu do tego wyniku „twardy” łańcuch klasy TSD przejmuje 94 kJ. Odpowiada to mniejszej zdolności do przejęcia energii o około 8 %. Porównując próby 4 i 7, w których doprowadzono do zerwania

łańcucha, stwierdzono, że całkowita energia dyssypowana przez łańcuch THD jest większa o 12 % od łańcucha TSD, natomiast całkowite wydłużenie względne łańcucha THD przy rozerwaniu jest większe o 26 % od łańcucha TSD. Maksymalna siła przeniesiona przez łańcuch TSD jest wyż-sza o 11 % od maksymalnej siły przeniesionej przez łańcuch THD. Badania wykazały ponadto, iż przy identycznej wyso-kości spadku masy udarowej (0,6 m) wielkość plastycznej deformacji „miękkich” łańcuchów klasy THD różni się od odkształceń łańcuchów „twardych” klasy TSD. Podczas gdy łańcuchy „miękkie” wydłużają się trwale do 7,3 %, to przy łańcuchach „twardych” stwierdzono maksymalne wydłuże-nia wynoszące 5,6 % (w próbach, których łańcuch pozostał niezerwany) (rys. 18).



Fig. 13. Courses of changes of energy dissipated through the sections l1, l2, and l3 of the chain in the test 2

Rys. 16. Przebiegi zmian energii dyssypowanej przez odcinki l1, l2 i l3 łańcucha w próbie 6Fig. 16. Courses of changes of energy dissipated through the sections l1, l2, and l3 in test 6

Rys. 15. Wykresy deformacji i obciążenie łańcucha podczas pierwszego impulsu obciążenia w próbie 6:

a) – deformacja odcinków l1, l2 i l3 łańcucha podczas pierwszego impulsu obciążenia,

b) – pierwszy impuls obciążenia

Podczas badań zaobserwowano nierównomierny rozkład deformacji analizowanych odcinków łańcucha. Podczas przeprowadzonych prób stwierdzono, że znaczące deforma-cje łańcuchów powstają w ciągu 60 milisekund po impulsie obciążenia dynamicznego. Do tego przedziału czasowego przyporządkować można również próby zakończone zerwa-niem łańcucha (próby 4, 7 i 9). Obliczone deformacje pod-czas prób z wizyjną analizą obrazu pozwalają na określenie sumarycznej deformacji łańcucha, która obejmuje deformację w zakresie sprężystości i plastyczności łańcucha. Dzięki temu, że zmierzona jest końcowa (plastyczna) deformacja łańcucha (po próbie) można obliczyć deformację sprężystą łańcucha przy obciążeniu udarowym.

Przy szczegółowej analizie zapisów zrywania możliwe jest ograniczenie czasu znaczących zmian siły do 50 milisekund. Duży rozrzut (rozproszenie) zarejestrowanych sił maksymal-nych (1381 kN do 2019 kN) można zmniejszyć w wyniku uśrednienia siły udaru w czasie pierwszych 50 milisekund. Średnia siła oscyluje w przedziale od 1001 kN do 1354 kN. Najwyższe impulsy siły zarejestrowano podczas badania łańcuchów klasy TSD, co wynika z ich lepszych, w stosunku do łańcuchów THD, parametrów wytrzymałościowych, któ-re obniżają jednak ich podatność (szczególnie wydłużenie względne). Dla potrzeb praktyki eksploatacyjnej obserwacje te są jednak podstawą do sformułowania wstępnego wniosku, iż łańcuchy klasy THD (tzw. „miękkie”) posiadają większą


Rys. 18. Łańcuch podczas próby bez zerwaniaFig. 18. A chain during the test without breaking

Rys. 17. Łańcuch zerwany podczas próbyFig. 17. A chain broken during the test

odporność dynamiczną od łańcuchów klasy TSD (tzw. „twar-dych”).

Dotychczasowe i przyszłe doświadczenia z badań łań-cuchów prowadzonych w oparciu o metodykę opracowaną przez autora, mogą dostarczać producentom łańcuchów, konstruktorom przenośników i strugów węglowych, a także użytkownikom, wiele ważnych informacji i wskazówek, które mogą być przydatne dla właściwego doboru łańcucha do określonych warunków geologiczno-górniczych. Dlatego dążeniem Głównego Instytutu Górnictwa jest kontynuacja opi-sanych badań i pozyskanie na tej bazie dalszych doświadczeń w zakresie poznania charakterystyk pracy łańcuchów przy obciążeniu dynamicznym o charakterze udarowym.

Literatura

1. Antoniak J.: Urządzenia i systemy transportu podziemnego w kopal-niach. Wydawnictwo „Śląsk”. Katowice 1990.

2. Dolipski M.: Dynamik der Kettenkratzerförderer mit Haupt- und Hilfsantrieb. Archiwum Górnictwa PAN. Kwartalnik Tom 29, Zeszyt 4. Warszawa-Kraków 1984.

3. Dolipski M.: Dynamika przenośników łańcuchowych. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej. Gliwice 1997.

4. Kandzia R., Philipp G., Pytlik A., Szot M., Paradowski K.: Możliwości podwyższenia niezawodności eksploatacji przenośników zgrzebłowych w wyrobiskach ścianowych w wyniku właściwego doboru łańcu-chów górniczych z uwzględnieniem ich własności dynamicznych. Wiadomości górnicze. Nr 7-8/2009. Katowice 2009.

5. Katalog wyrobów górniczych THIELE.6. Norma: PN-G-46701:1997 – Łańcuchy ogniwowe górnicze.7. Norma: PN-G-46701/Az1:2001 – Łańcuchy ogniwowe górnicze

(Zmiana Az1).8. Pytlik A, Szot M., Philipp G., Kandzia R.: Porównanie łańcuchów

górniczych klas C i D w aspekcie badań statycznych i dynamicznych przeprowadzonych w Głównym Instytucie Górnictwa. Wiadomości Górnicze. Nr 9/2007. Katowice 2007.


*) AGH w Krakowie.

UKD:622.831.246: 622.28.048.6-047.58: 620.173: 622.012.22

Badania porównawcze nośności i charakterystyk obciążeniowo-odkształceniowych kasztów o różnym

wypełnieniuComparative investigations of the load capacity and load-strain characteristics

of chocks with different filling

mgr inż. Krzysztof Skrzypkowski*)Dr hab.inż. Waldemar Korzeniowski, prof. AGH*)

Treść: Przedmiotem rozważania autorów są kaszty drewniane wykonane z drewna bukowego stosowane w kopalniach podziemnych. W warunkach laboratoryjnych wykonano modele kasztów w skali liniowej 1:10 i poddano je obciążeniu ściskającemu w różnych konfiguracjach konstrukcyjnych. Zbadano kaszty wypełnione materiałem sypkim, spoiwem wiążącym oraz kaszty nie wypełnione. Określono wartości odkształceń dla narastającej siły ściskającej oraz podano maksymalną nośność przy określonych wartościach odkształceń właściwych oraz obliczono wskaźniki sztywności kasztów w zależności od sposobu wypełnienia jego wnętrza.

Abstract: The subject of the authors’ consideration are wooden chocks made from beechwood used in uderground mines. In laboratory conditions models of chocks at the linear scale 1:10 were carried out and subjected to compressive load in different construc-tional configurations. Chocks filled with loose material, binding material and non-filled chocks were tersted. The values of strains for the increasing compressive strength were determined and the maximum load capacity under determined values of specific strains were given as well as indices of chock rigidity according to the type of filling of its inside were calculated.

Słowa kluczowe: obudowa górnicza, kasety Key words: Mining support, chocks

1. Wprowadzenie

Historia stosowania kasztów drewnianych w górnictwie sięga XII w. Kaszty pełne, ażurowe, puste lub wypełnione spełniają niekiedy swoją rolę przez wieki [3]. Obecnie ta forma wykorzystania drewna, jako skutecznego sposobu zapewnienia stateczności wyrobisk podziemnych, jest wciąż

stosowana w różnych kopalniach podziemnych. W kopalniach węgla kamiennego [1,2] dzisiaj bardzo często stanowi ona alternatywę wobec ewentualnej kosztownej konieczności wy-konania kolejnego chodnika przyścianowego. Utrzymywanie chodników i powtórne ich wykorzystanie dla sąsiedniej ściany staje się coraz częstszą praktyką górniczą.

Ze względu na pojawiające się nowe rozwiązania kon-strukcyjne, modyfikacje znanych technik, sposoby wypeł-nienia wnętrza kasztu, rodzaje materiałów wypełniających, autorzy przeprowadzili badania mające na celu określenie charakterystyk obciążeniowo-odkształceniowych porów-


nawczych, na modelach kasztów zbadanych w warunkach laboratoryjnych. W ten sposób oszacowano wpływ wymie-nionych czynników na warunki pracy kasztów, a szczególnie ich względną nośność i ściśliwość.

2. Opis przeprowadzonych badań

W celu określenia nośności kasztów, odpowiadającej maksymalnemu obciążeniu, jakie może przenieść obudowa, zbudowano model kasztu stosowanego aktualnie w wielu polskich kopalniach węgla kamiennego [2]. Przyjęto charak-terystyczny wymiar kasztu z drewna bukowego o przekroju wewnętrznym 0,9 m × 0,9 m i wysokości h=1,5 m. Kaszt składa się z wielu czteroelementowych warstw belek two-rzących pełne ściany boczne. Poszczególne belki, rysunek 1 a) i b), połączone są ze sobą za pomocą odpowiednich złączy (nacięć). Modele wykonano w skali 1:10 z takiego samego gatunku drewna (bukowego), z którego wykonane są kaszty stosowane w kopalni. Na rysunku 2 pokazano kaszt wypełnio-ny spoiwem wiążącym, przygotowany do badań w maszynie wytrzymałościowej.

Badania nośności przeprowadzono w maszynie wytrzyma-łościowej w pełnym zakresie odkształceń, aż do całkowitego zniszczenia modelu. Mierzono siłę nacisku oraz wartości odkształceń pionowych modelu, uzyskując w ten sposób charakterystyki obciążeniowo-odkształceniowe. Prędkość obciążania wynosiła 30÷40 kN/min. Wykonano badania dla następujących konfiguracji konstrukcji kasztów:– z nie wypełnionym wnętrzem (pusty),– wypełniony piaskiem,– wypełniony piaskiem w worku,– wypełniony spoiwem (po 28 dniach wiązania), – prostopadłościenna próbka spoiwa.

Przykładowe modele i próbki przed i po przeprowadze-niu badań pokazano na fotografiach rysunkach 2 i 3 gdzie uwidoczniono charakterystyczne cechy utraty nośności dla

poszczególnych przypadków w wybranych fazach procesu niszczenia próbek.

3. Charakterystyki przebiegu obciążeń i odkształceń

Wyniki przeprowadzonych eksperymentów przedstawiono w tablicach 1 i 2 oraz na wykresach (rys. 4÷8). Dla kasztów

Lp. Konfiguracja kasztuMaksymalna siła nacisku F,

kN (nośność)Średnia wytrzymałość na ściskanie Rc, MPa

(nośność)

Odkształcenie pionowe przy maksymalnym obciążeniu DL, mm

Średnie odkształcenie właściwe e, %od do średnia od do średnia

1 Kaszty puste 38 44 41,3 3,5* 21,5 31,0 25,7 16,62 Kaszty z piaskiem 74 119 96,9 8,2 18,0 27,6 23,3 15,03 Kaszty z piaskiem w worku 93 116 99,2 8,3 18,0 31,0 24,0 15,54 Kaszty wypełnione spoiwem 145 166 156,8 13,2 10,0 18,4 14,8 9,65 Spoiwo 72 115 82,7 10,7 2,8 4,1 3,5 2,3

*wytrzymałość drewna, 10,3 MPa

Tablica 1. Parametry obciążeniowo-odkształceniowe badanych kasztówTable 1. Load-strain parameters of tested chocks

Lp. Konfiguracja kasztuSiła nacisku F, kN Odkształcenie pionowe ∆L Sztywność kasztu/

spoiwa k, kN/mmsymbol od do od [mm] do [mm] od, % do, % faza A faza B

1 Kaszty puste (faza B) FBk 16 38 7,0 30,0 4,7 20,0 - 1

2 Kaszty z piaskiem w worku (faza B) FBpw 32 92,5 6,5 24,0 4,3 16,0 - 3

3 Kaszty z piaskiem (faza B) FBkp 24 70 6,5 18,5 4,3 12,3 - 4

4 Kaszty wypełnione spoiwem (faza B) FBks 90 145 2,6 12,2 1,7 8,1 - 6

5 Kaszty z piaskiem (faza A) FAkp 2 24 4,0 6,5 2,7 4,3 8 -

6 Kaszty puste (faza A) FAk 4 16 6,0 7,0 4,0 4,7 10 -

7 Kaszty z piaskiem w worku (faza A) FApw 2 32 4,0 6,5 2,7 4,3 11 -

8 Spoiwo (faza A) FAs 0 71,5 2,3 4,0 1,5 2,7 40 -

9 Kaszty wypełnione spoiwem (faza A) FAks 10 90 1,4 2,6 0,9 1,7 74 -

Tablica 2. Sztywność kasztów k przy różnych sposobach ich wypełnieniaTable 2. Rigidity of chocks k under different metods of their filling

Rys. 1. Belka konstrukcyjna kasztu a) belka pośrednia; b) belka zamykającaFig. 1. Constructional beam of chock a) intermediate beam; b) closing beam

Rys. 2. Model kasztu wykonanego z drewna bukowego wypeł-nionego spoiwem i próbka spoiwa

Fig. 2. Model of chock made from beechwood filled with binding material and a binding material sample


pustych oraz wypełnionych piaskiem lub piaskiem w worku (rys. 4÷6), podano pełne charakterystyki zwierające części wznoszące i opadające. Odmienny przebieg niszczenia próbek spoiwa oraz kasztów wypełnionych spoiwem, polegający na gwałtownej utracie nośności po uzyskaniu wartości maksy-malnej uniemożliwił zrejestrowanie drugiej części charakte-rystyki próbki spoiwa (rys.7 i 8).

Rys. 3. Przykładowe kaszty wypełnione spoiwem po próbie wytrzymałościowejFig. 3. Examples of chocks filled with binding material after the strength test

Rys. 5. Charakterystyka podpornościowo-odkształceniowa kasz-tu wypełnionego piaskiem

Fig. 5. Support-strain characteristics of a chock filled with sand

Rys. 6. Charakterystyka podpornościowo-odkształceniowa kasz-tów wypełnionnych piaskiem w worku

Fig. 6. Support-strain characteristics of chocks filled with sand in a bag

W tablicy 1 w kolumnie 6 podano wartość średniej wytrzymałości na ściskanie kasztu pustego, odpowiadającą nośności, która wynosi 3,5 MPa, uwzględniając całkowite pole powierzchni stropu, które ogranicza kaszt (łącznie z powierzchnią wewnętrzną pustki, która z oczywistego powodu nie przenosi obciążenia). Przy uwzględnieniu tylko pola powierzchni kasztu (drewna) stykającego się ze stropem można określić wytrzymałość materiału (drewna) w kierunku prostopadłym do słoi. Przy takich założeniach średnia wytrzy-małość kasztu pustego wynosi 10,3 MPa.

Wyniki badań zamieszczone w tablicy 1 wskazują jed-noznacznie, że wypełnienie kasztu podwyższa jego nośność. Nawet wypełnienie wnętrza kasztu tylko piaskiem (luzem lub w worku) podwyższa tę nośność około 2,5-krotnie w stosunku do kasztu pustego, jednakże na podobnym po-ziomie pozostaje stosunkowo wysoka wartość odkształcenia właściwego, niekorzystna z punktu widzenia na przykład ochrony wyrobisk przyścianowych w kopalniach węgla ka-miennego, która wynosi od 15 % do 16,5 %.

Wypełnienie kasztu piaskiem umieszczonym dodatkowo w worku podwyższa średnią nośność konstrukcji o około 2 %, przy nieco większym odkształceniu właściwym wynoszącym 15,5 %. Średnie wartości odkształceń właściwych poszcze-gólnych typów kasztów porównano na rysunku 10.

Zastosowane spoiwo wiążące tworzyło zwięzły masyw o doraźnej wytrzymałości na ściskanie wynoszącej 10 MPa przy niewielkim odkształceniu właściwym wynoszącym 2,3 %. Kaszt wypełniony tym spoiwem przenosił maksymalną siłę ściskającą 156,8 kN (13,2 MPa) uzyskując nośność 3,8-krotnie większą w stosunku do kasztu pustego, przy od-kształceniu właściwym na poziomie 9,6 %. Średnia nośność

Rys. 4. Charakterystyka podpornościowo-odkształceniowa kasz-tu pustego

Fig. 4. Support-strain characteristics of an empty chock

Siła

F, kN

Siła

, kN


Rys. 7. Charakterystyka podpornościowo-odkształceniowa kasz-tów wypełnionych spoiwem po 28 dniach wiązania

Fig. 7. Support-strain characteristics of chocks filled with binding material after 28 days of binding

Rys. 8. Charakterystyka podpornościowo-odkształceniowa spoiwa po 28 dniach wiązania

Fig. 8. Support-strain characteristics of binding material after 28 days of binding

Rys. 9. Porównanie uśrednionych charakterystyk podpornościowo-odkształcenio-wych różnych kasztów oraz spoiwa

Fig. 9. Comparison of averaging support-strain characteristics of different chocks and binding material


Rys. 10. Porównanie średnich odkształceń właściwych ε kasztów przy maksymalnym obciążeniu

Fig. 10. Comparison of average specific strains ε of chocks under maximum load

kasztu wypełnionego spoiwem jest około dwukrotnie większa niż wytrzymałość samego spoiwa.

4. Mechanizm niszczenia kasztów

Narastające obciążenie każdego kasztu poddanego obcią-żeniu w maszynie wytrzymałościowej powodowało przyrost odkształceń pionowych i poziomych. W odniesieniu do od-kształceń pionowych w każdej charakterystyce wyróżniono trzy kolejno po sobie następujące fazy pracy kasztu: 1. Faza początkowa nieustalona, rozpoczynająca się od

momentu rozpoczęcia zadawania obciążenia (zaciskanie się niedokładnie przylegających belek).

2. Faza pracy sztywnej (A), przejmowanie coraz to większego obciążenie wraz z postępującym odkształceniem.

3. Faza pracy ze zmniejszoną sztywnością (B), trwająca aż do osiągnięcia maksymalnej nośności. Dla porównania poszczególnych typów konstrukcji na

rysunku 9 zestawiono przykładowe charakterystyki zbadanych modeli kasztów tylko we wznoszącej jej części, to jest przed osiągnięciem najwyższej wartości podporności (nośności), które składały się z fazy A oraz fazy B.

Za pomocą aproksymacji liniowej podano przybliżone zależności pomiędzy działającą siłą F oraz odkształceniem ∆L według równania prostej określonego dla każdej fazy oddzielnie:

Fi=kj·∆L+bm (1)

Współczynnik kierunkowy prostej kj wyraża sztywność kasztu w określonej fazie wznoszącej części charakterystyki. Indeksami A i B przy wartościach siły F wyróżniono wyżej wymienione fazy pracy (FA i FB). Pozostałe oznaczenia wy-nikają z opisu poniżej, gdzie podano kolejne równania po przeprowadzeniu aproksymacji liniowej:Kaszt pusty–faza A: FAk=10,5·∆L-56,8 (2)Kaszt pusty–faza B: FBk=0,9·∆L+13,3 (3)Kaszt z piaskiem–faza A: FAkp=8,0·∆L-29 (4)Kaszt z piaskiem–faza B: FBkp=3,9·∆L-2,7 (5)Kaszt z piaskiem w worku–faza A: FApw=11,0·∆L-41,8 (6)Kaszt z piaskiem w worku–faza B: FBpw=3,3·∆L+13,4 (7)Kaszt wypełniony spoiwem–faza A: FAks=73,9·∆L-94,9 (8)Kaszt wypełniony spoiwem–faza B: FBks=6,2·∆L+74,5 (9)Spoiwo–faza A: FAs=40,3·∆L-93,0 (10)

Szczegółowa analiza wykresów przedstawionych na ry-sunku 9 oraz danych z tablicy 1 i 2 pozwala na porównanie spodziewanych ściśliwości (odkształceń właściwych) kasztów w zależności od przyjętego rozwiązania konstrukcyjnego, przy założonym poziomie obciążenia. Z obserwacji procesu niszczenia wynika, że granica przejścia pomiędzy fazą A i B jest ściśle związana z procesem niszczenia poszczególnych elementów składowych kasztów. W fazie A drewniane belki sukcesywnie ulegają odkształcaniu ciągłemu („zgniataniu”). Faza B jest związana z pękaniem (odkształcenia nieciągłe) poszczególnych belek i wiązań pomiędzy nimi (rys. 3).

Stosunkowo niewielkie różnice wartości odpowiednich wskaźników sztywności, praktycznie pomijalne, zanotowano w przypadku kasztu wypełnionego piaskiem w stosunku do sytuacji, kiedy piasek umieszczony był dodatkowo w worku.

Zarówno w fazie A, jak i B charakterystyczne jest, że kaszty o większej nośności wykazują również wyższą sztywność (rys. 9).

Zakres zmienności sztywności wskaźnika k, tablica 2, waha się w granicach od 1÷6 kN/mm dla fazy pracy B o zmniejszonej sztywności oraz od 8 do 74 kN/mm dla fazy pracy sztywnej A.

5. Podsumowanie

Badania zrealizowane na przygotowanych modelach pozwalają na następujące stwierdzenia:1. Współpracę kasztu z górotworem cechują dwie charak-

terystyczne fazy pracy różniące się sztywnością: faza A o większej sztywności i faza B o zmniejszonej sztywności, która trwa aż do utraty nośności.

2. Wypełnienie wnętrza kasztu materiałem sypkim lub spoiwem zwiększa jego nośność oraz sztywność, przy czym spoiwo wiążące daje w tym przypadku największy przyrost wartości.

3. Kaszt wypełniony spoiwem wiążącym wykazuje około dwukrotnie większą nośność niż sama próbka tego spoiwa. Ściśliwość przy maksymalnym obciążeniu wynosi około 10 %.

4. Najniższą nośność wykazały kaszty puste, przy ściśliwości do 20 %.Należy mieć na względzie fakt, że kaszty zbadano

w warunkach laboratoryjnych w sztywnej maszynie wytrzy-małościowej, gdzie praktycznie odkształcał się wyłącznie model obudowy. W warunkach rzeczywistych odkształcenia są wypadkową również odkształceń stropu i spągu wyrobi-ska i silnie zależą od ich właściwości geomechanicznych. Bezwzględne wartości odkształceń i sił są zatem inne. Przeprowadzone badania pozwalają jednak na porównanie relatywnych wartości i skutków wzmocnienia górotworu w zależności od zastosowanego rozwiązania technicznego.

Artykuł powstał w ramach pracy statutowej AGH nr 11.11.100.370

Literatura

1. Korzeniowski W., Herezy Ł.: Nowoczesna technologia ścianowej eks-ploatacji pokładu węgla o miąższości 1,6 m kompleksem strugowym. Przegląd Górniczy, 2011, t. 66, nr 1–2.

2. Korzeniowski W., Niełacny P.: Metody i skuteczność wzmacniania chodników przyścianowych w KWK ,,Ziemowit”. Przegląd Górniczy, 2010, t. 66, nr 5.

3. Mikoś T.: Historia i rozwój kasztów drewnianych w górnictwie. Dzieje górnictwa – element europejskiego dziedzictwa kultury (pod red. Pawła P. Zagożdżona, Macieja Madziarza). Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej, 2008.


Treść: W artykule podjęto próbę określenia wpływu eksploatacji górniczej prowadzonej przez KWK „Bobrek-Centrum” w złożu „Centrum” w pokładzie 620 na uskok Radzionkowski. W ramach pracy analizowano trzy warianty prowadzonej eksploatacji górniczej: zgodnie z Planem Zagospodarowania Złoża, zgodnie z Planem Ruchu oraz w oparciu o wariant pośredni. Do procesu modelowania numerycznego wykorzystano program różnic skończonych FLAC.

Abstract: This article is an attempt to determine the influence of mining exploitation conducted by the ”Bobrek-Centrum” colliery in the ”Centrum” deposit in the seam 620 on the ”Radzionkowski” fault. In the framework of the work three variants of conducted mining exploitation are analyzed: according to the Deposit Management Plan, according to the Operational Plan and on the basis of an intermediate variant. For the numerical modelling process the finite difference programme (FLAC) was used.

UKD: 622.831: 551.241(438-13): 622.333(438-13): 622.834.2-047.58: 519.61/.64

Słowa kluczowe:podziemna eksploatacja górnicza, uskoki, modelowanie numeryczne, deformacja górotworuKey words:underground mining exploitation, faults, numerical modelling, rock mass deformation

Dr inż. Marek Wesołowski*)

Określenie wpływu projektowanej eksploatacji na deformacje w rejonie uskoku radzionkowskiegoDetermination of the influence of planned exploitation on deformations in the area of the ”Radzionkowski” fault


1. Wprowadzenie

Przebieg procesu deformacji oraz ich stan końcowy jest ściśle związany z warunkami geologicznymi rozpatrywanego górotworu. Jako najważniejsze z tych warunków wymienić należy między innymi istniejące deformacje tektoniczne znaj-dujące się w zasięgu oddziaływania eksploatacji górniczej. Obecność w górotworze uskoków oraz dużych płaszczyzn pęknięć może powodować znaczne zaburzenia procesów deformacyjnych. W przypadku występowania tego rodzaju zaburzeń obserwuje się chwilowe wzrosty prędkości osiada-nia powierzchni terenu. Jednocześnie mogą pojawiać się na powierzchni terenu deformacje nieciągłe w postaci progów i spękań. W sąsiedztwie dużych uskoków wystąpić mogą zjawiska miejscowego wypiętrzania powierzchni terenu, przy jednoczesnym zmniejszeniu zasięgu wpływów eksploatacji. Wartość i charakter zmian zachodzących w strefie nieciągłości tektonicznych uzależniona będzie w tym przypadku od rodzaju płaszczyzny poślizgu (pęknięcia), zasięgu nieciągłości, kąta nachylenia dyslokacji oraz wartości zrzutu.

W związku z koniecznością prowadzenia przez ko-palnię „Bobrek-Centrum” eksploatacji w rejonie uskoku Radzionkowskiego podjęto próbę określenia wpływu tego uskoku na wartość i rozkład deformacji powierzchni terenu górniczego. Do analizy wykorzystano program różnic skoń-czonych FLAC [3]. Program różnic skończonych FLAC stwa-rza szerokie możliwości modelowania powierzchni rozdziału („interfaces”) pomiędzy dwiema częściami (subregionami)

siatki różnic skończonych. Do powierzchni rozdziału można zaliczyć również uskoki.

2. Model obliczeniowy

Model górotworu, na podstawie którego prowadzone będą obliczenia numeryczne zbudowany został w postaci płaskiej tarczy o wymiarach 3800 m w kierunku poziomym oraz około 1440 m w kierunku pionowym. Stanowi on fizykalne oraz strukturalne odwzorowanie rzeczywistego górotworu w rejonie projektowanej eksploatacji górniczej oraz analizowa-nego uskoku Radzionkowskiego [7]. Na głębokości od 930 m do 980 m zamodelowano pokład węgla o numeracji 620. Pokład ten będzie celem symulowanej eksploatacji górniczej. Do obliczeń przyjęto, że eksploatacja górnicza prowadzona będzie na całą grubość pokładu wynoszącą 1,7 m. W rejonie rozpatrywanej eksploatacji nachylenie pokładu wynosi około 6°. Celem uproszczenia procesu budowy modelu numerycz-nego przyjęto stałe nachylenie wszystkich warstw skalnych wchodzących w skład górotworu karbońskiego. Modelowa tarcza górotworu zbudowana została na podstawie przekroju geologicznego wykonanego wzdłuż przekopu wschodniego poz. 585 m [7]. Nadkład górotworu karbońskiego opisany został przy pomocy dwóch warstw skalnych. Są to kolejno:– Warstwa czwartorzędowa o stałej miąższości równej 5 m.

Warstwa ta stanowi ośrodek zastępczy dla wszystkich utworów skalnych tej formacji geologicznej.

– Warstwa triasowa o stałej miąższości 180 m. Zarówno warstwa czwartorzędowa, jak i triasowa odwzo-

rowane zostały jako jednorodne ośrodki skalne zalegające poziomo na całej szerokości modelu.


Każda z wyodrębnionych w tarczy warstw reprezentuje zastępczy ośrodek dla zespołów mniejszych warstw skalnych, a wartości parametrów mechanicznych tych ośrodków do-brano jako wartości średnie wyznaczane z całego pakietu skalnego.

Pod względem tektonicznym model górotworu podzielony został uskokiem Radzionkowskim o zrzucie h ~220 m na dwie umowne części:– Lewą część modelu przyjęto jako rejon projektowanej

eksploatacji górniczej w pokładzie 620.– Prawa część modelu stanowi rejon, w którym eksploatacja

górnicza nie będzie prowadzona.

Ze względu na małe rozeznanie górotworu pozostałe elementy tektoniki pomięto. Ich przypuszczalna lokalizacja w części modelu, w której nie będzie prowadzona eksploatacja górnicza zdaniem autorów nie będzie wpływać na uzyskiwane wyniki obliczeń numerycznych. Schemat modelu górotworu oraz położenie uskoku Radzionkowskiego względem projek-towanej eksploatacji górniczej przedstawia rysunek 1.

Celem szczegółowego określenia wpływu prowadzonej eksploatacji górniczej na uskok Radzionkowski oraz możliwe deformacje powierzchni terenu w rejonie przedmiotowego uskoku zbudowano model porównawczy. W modelu tym pominięto płaszczyznę rozdziału uskoku. Pozostałe elementy modelu uproszczonego (położenie pokładu 620, układ warstw skalnych oraz wielkość siatki elementów modelu dyskretnego) są zgodne z modelem podstawowym opisanym szczegółowo powyżej.

Pod względem matematycznym model górotworu opisany został przez ośrodek sprężysty, transwersalnie izotropowy. Model taki zapewnia prawidłowy opis deformacji powierzchni terenu [1]. Do obliczeń przyjęto wartości parametrów od-kształceniowych umożliwiające odwzorowanie niecki obniżeń o wartości parametru tgβ=2,5. Przyjęte do obliczeń parametry odkształceniowe wynoszą odpowiednio [5]:

– dla górotworu karbońskiego: E1=10; GPa; E3=10 GPa; ν12=ν13=0,12; G13=0,274 GPa;

– dla warstwy nadkładowej: E1=8 MPa; E3=100 MPa; ν12=ν13=0,3; G13=38,5 MPa.

Modelując połączenia międzywarstwowe oraz uskok Radzionkowski posłużono się wbudowanym w programie FLAC modelem powierzchni rozdziału pomiędzy dwiema częściami (subregionami) siatki różnic skończonych [3]. Schemat płaszczyzn rozdziału przestawiono na rysunku 2.

Wartość stałych materiałowych charakteryzujących wła-sności mechaniczne szczelin uskokowych zestawione w tabli-cy 1. Wartości te dobrane zostały na podstawie literatury [6, 8].

Przedstawiony model podzielony został siatką elementów prostokątnych. Budując siatkę elementów modelu górotworu przyjęto zasadę, że punkty węzłowe znajdujące się na skraj-nych krawędziach bocznych tarczy, mogą przemieszczać się jedynie wzdłuż osi Z (pionowa oś głębokości). Punkty węzłowe, które znajdują się na dolnej krawędzi tarczy, mogą natomiast przemieszczać się jedynie wzdłuż kierunku wyzna-czonego przez poziomą oś X. Pozostałe węzły przynależne do modelu mogą swobodnie przemieszczać się w dowolnym kierunku płaszczyzny X-Z [1, 2].

Określając warunki brzegowe założono, że wartość pierwotnych naprężeń w górotworze pochodzi jedynie od sił grawitacyjnych. Założenie takie jest warunkiem wystarcza-jącym do określenia początkowych warunków symulowanej eksploatacji [4]. Poziome naprężenie pierwotne σx zostało wyznaczone w procesie wstępnych obliczeń numerycznych. Na podstawie przedstawionego powyżej modelu górotworu przeprowadzona została wieloetapowa symulacja eksploatacji górniczej obejmująca:

– wyznaczenie pierwotnego poziomu naprężeń w górotwo-rze (model zerowy),

– symulację eksploatacji górniczej w pokładzie 620.

Rys. 1. Schemat modelu górotworuFig. 1. A scheme of the rockmass model


3. Dyskusja wyników obliczeń

Po zasymulowaniu pierwotnego stanu naprężeń w mode-lowej tarczy górotworu i utworzeniu tzw. modelu zerowego, przystąpiono do symulacji eksploatacji górniczej w pokła-dzie 620. Ten etap symulacji komputerowej miał na celu określenie wpływu prowadzonej eksploatacji górniczej na powierzchnię terenu (odwzorowanie aktualnego stanu defor-macji powierzchni terenu). Eksploatację górniczą pokładu 620 analizowano w następujących etapach:– wybranie pokładu do granic ustalonych na podstawie

Planu Zagospodarowania Złoża (granica zatrzyma-nia eksploatacji w odległości około 180 m od uskoku Radzionkowskiego),

– wybranie pokładu do granic ustalonych na podstawie Planu Ruchu (granica zatrzymania eksploatacji w odległości około 450 m od uskoku Radzionkowskiego),

– wybranie pokładu do granicy usytuowanej w odległości około 320 m od uskoku Radzionkowskiego (wariant po-średni).

Opierając się na uzyskanych wynikach można stwierdzić, że:

Prowadzenie eksploatacji górniczej zgodnie z Planem Zagospodarowania Złoża spowoduje powstanie niecki obni-żeniowej, dla której z maksymalna wartość obniżeń wynosi około wmax= –1,2 m (rys. 3). Zgodnie w przeprowadzonymi obliczeniami powstałe obniżenia obejmują również swoim zasięgiem uskok Radzionkowski, powodując nieznaczną aktywację jego płaszczyzn. Efekt taki jest widoczny w po-staci lokalnego przyrostu obniżeń w rejonie współrzędnej x=2000 m (miejsce wychodni płaszczyzn uskokowych). W przypadku modelu uproszczonego (bez płaszczyzn usko-

kowych) przebieg obniżeń powierzchni terenu jest bardziej łagodny. Potwierdza to zatem tezę o możliwej aktywacji płaszczyzn uskokowych na skutek prowadzonej eksploatacji do granic opisanych Planem Zagospodarowania Złoża.

Jak wykazały przeprowadzone obliczenia numeryczne skrócenie pola eksploatacyjnego zgodnie z Planem Ruchu zna-cząco wpłynęło na ograniczenie obniżeń powierzchni terenu. Wyznaczona wartość obniżeń zarówno w przypadku modelu podstawowego, jak i uproszczonego wynosi około wmax= –0,98 m (rys. 3). Odsunięcie granicy zakończenia biegu ścian od uskoku Radzionkowskiego spowodowało praktycznie brak reakcji płaszczyzn uskokowych na prowadzoną eksploatację.

Trzecim analizowanym wariantem jest tzw. wariant po-średni, dla którego analizowano zatrzymanie eksploatacji w odległości około 320 m od uskoku Radzionkowskiego. Na bazie przeprowadzonych obliczeń stwierdzono, że na po-wierzchni modelu powstanie niecka obniżeń o maksymalnej wartości osiadań wmax= –1,15 m (rys. 3). W rejonie wychodni płaszczyzn uskokowych odnotowano nieznaczne różnice obniżeń w stosunku do modelu uproszczonego, co świadczy o ograniczonym wpływie prowadzonej eksploatacji na uskok radzionkowski.

Oceniając wartość odkształceń poziomych wyznaczo-nych na drodze modelowania numerycznego (rys. 3) należy zauważyć, że w przypadku prowadzonej eksploatacji zgodnie z Planem Zagospodarowania Złoża odnotowany został gwał-towny przyrost odkształceń poziomych w rejonie wychodni uskoku Radzionkowskiego. W przypadku odkształceń ści-skających ekstremalna ich wartość wynosi ε = –7,3 mm/m. Analogiczna wartość odkształceń poziomych ściskających w rozpatrywanym rejonie odnotowana w modelu porównaw-czym (bez płaszczyzn uskokowych) wynosi ε = –2,1 mm/m. Oznacza to, że aktywacja płaszczyzn uskokowych spowo-dowała względny przyrost odkształceń ściskających o około 350 %.

Maksymalna wartość odkształceń poziomych rozciąga-jących odnotowanych dla modelu z uskokiem wynosi około ε =+5,1 mm/m i występuje w rejonie wychodni uskoku Radzionkowskiego. Analogiczna wartość odkształceń pozio-mych wyznaczonych na podstawie modelu porównawczego (bez uskoku) wynosi ε =+2,3 mm/m i odnotowana została w rejonie współrzędnej x =2220 m. Można zatem stwierdzić, że w zakresie odkształceń poziomych rozciągających aktywa-cja powierzchni uskokowych spowodowała względny przyrost odkształceń o około 220 %.

Tablica 1. Przyjęte parametry mechaniczne uskokuTable 1. Adopted mechanical parameters of the fault

Parametry mechaniczne Wartość JednostkaWspółczynnik sztywności normalnej Kn 120 MPa/mWspółczynnik sztywności stycznej Ks 45 MPa/mKąt tarcia wewnętrznego, φ 28 stopnieSpójność, c 0,4 MPaWytrzymałość na rozciąganie, σT 0,000001 MPa

Rys. 2. Schemat połączenia międzywarstwowego w modeluFig. 2. A scheme of inter layer connection in the model


Rys. 4. Odkształcenia poziome wyznaczone dla poszczególnych modeliFig. 4. Horizontal deformations determined for individual models

Rys. 3 Obniżenia powierzchni modelu wyznaczone dla poszczególnych modeliFig. 3. Model surface subsidences determined for individual models


W rejonie krawędzi rozpoczęcia eksploatacji górniczej wartości odkształceń poziomych zarówno w przypadku mo-delu podstawowego, jak i uproszczonego są praktycznie jed-nakowe i wynoszą odpowiednio ε =+1,8 mm/m w przypadku rozciągań oraz ε =+2 mm/m w przypadku ściskań.

Podobne zależności pomiędzy modelem z uskokiem, a modelem porównawczym odnotowano w zakresie odkształ-ceń poziomych (rys. 4). Zarówno w przypadku odkształceń rozciągających, jak i ściskających odnotowano praktycznie te same wartości, które wynoszą odpowiednio ε =+1,59 mm/m w przypadku krawędzi rozpoczęcia eksploatacji górniczej oraz ε =+1,78 mm/m w przypadku krawędzi zatrzymania eksploatacji górniczej. W przypadku odkształceń ściskających ekstremalna ich odnotowana wartość wynosi ε = –3 mm/m.

W przypadku wariantu pośredniego (rys. 4) prowadzona symulacja komputerowa wykazała, że prowadzenie eksplo-atacji górniczej spowoduje nieznaczny przyrost odkształceń rozciągających w rejonie wychodni płaszczyzn uskokowych. Odnotowana wartość tych odkształceń wynosi ε =+2,95 mm/m. Analogiczna wartość odkształceń poziomych w tej części modelu wyznaczona w oparciu o model porównaw-czy (bez płaszczyzn uskokowych) wynosi ε =+2,6mm/m. W zakresie odkształceń rozciągających w rejonie krawędzi roz-poczęcia eksploatacji oraz odkształceń ściskających zarówno w przypadku modelu z uskokiem oraz modelu porównawczy (bez uskoku) uzyskano podobne wielkości. Wynoszą one odpowiednio ε =+1,8 mm/m (w przypadku rozciągań) oraz ε = –2,8 mm/m (w przypadku ściskań).

4. Podsumowanie

Jak wykazały przeprowadzone obliczenia numeryczne największe deformacje powierzchni terenu wystąpią w przy-padku prowadzenia eksploatacji górniczej zgodnie z Planem

Zagospodarowania Złoża. Wyznaczona dla tego przypadku niecka obniżeń obejmuje swym zasięgiem znaczą część uskoku Radzionkowskiego. Spowoduje to prawdopodobnie aktywację płaszczyzn uskokowych oraz lokalny wzrost wskaźników deformacji w rejonie wychodni rozpatrywanego uskoku.

W przypadku prowadzenia eksploatacji w granicach okre-ślonych Planem Ruchu deformacje powierzchni praktycznie nie obejmują płaszczyzn uskoku. Wyznaczone dla tego przy-padku wskaźniki deformacji nie odbiegają w istotny sposób od wyników uzyskanych dla modelu uproszczonego, w którym pominięto uskok Radzionkowski.

Literatura

1. Białek J., Mielimąka R., Wesołowski M.: Zastosowanie transwersalnie anizotropowego modelu górotworu do opisu wieloetapowego procesu obniżeń terenu górniczego. Materiały Konferencji nt. „Aktualni proble-my dulniho merictvi a geologie”, Destne w Orlickych Horach (Czechy), 27 ÷ 29 listopad 2001. str. 29 ÷ 38. ISBN 80-248-005-5.

2. Filcek H., Walaszczyk J., Tajduś A.: Metody komputerowe w geome-chanice górniczej. Śląskie Wydawnictwo Techniczne, Katowice 1994.

3. FLAC – instrukcja użytkownika.4. Kłeczek Z.: Geomechanika górnicza. Śląskie Wydawnictwo Techniczne, 1994.5. Kołodziejczyk P., Wesołowski M.: Wpływ parametrów odkształcenio-

wych modelu numerycznego na profil obniżeń dla wybranych głębokości eksploatacji. Archiwum Górnictwa, t. 55, z. 4, Kraków 2010.

6. Kwaśniewski M., Wang J.: Symulacja komputerowa eksploatacji po-kładu węgla systemem ścianowym z zawałem stropu, II. Zachowanie się uskoków poddanym wpływom eksploatacji. Zesz. Nauk. Pol. Śl. Gliwice 1994. Z. 221.

7. Materiały źródłowe KWK”Bobrek-Centrum”8. Wesołowski M.: Numeryczny model wyrobiska korytarzowego w gó-

rotworze uwarstwionym. Zesz. Nauk. Pol. Śl. Gliwice 2002. Z. 254.


*) AGH w Krakowie, Wydział Wiertnictwa, Nafty i Gazu. **) Główny Instytut Górnictwa.

UKD: 622.333: 622.817.47-044.53: 546.246-31: 541.183

Ogólna charakterystyka technologii intensyfikacji wydobycia metanu z pokładów węgla poprzez zatłaczanie CO2 (ECBM)

General characteristics of the technology of coal-bed methane output by means of CO2 injection (ECBM)

Treść: Metan zawarty w pokładach węgla powstaje na skutek uweglenia substancji organicznej i traktowany jest jako źródło zagro-żenia. Eksploatacja metanu z pokładów węgla prowadzona jest w USA od wielu lat. Pierwotna metoda wydobycia metanu z pokładów węgla polega na zatłaczaniu wody i zmniejszaniu ciśnienia w zbiorniku, pozwala na wydobycie około 20÷60 % gazu. W celu uzyskania większego stopnia sczerpania metanu z pokładów węgla od lat 1990-tych stosuje się zaawansowane metody wydobycia tego gazu (ECBM) poprzez zatłaczanie azotu (N2-ECBM) i zatłaczanie dwutlenku węgla (CO2- ECBM) wykorzystują one różne mechanizmy intensyfikacji desorpcji metanu i jego wydobycia. Dwutlenek węgla jest preferencyjnie sorbowany przez węgiel w stosunku do metanu. W pokładach węgla zawierających metan matryca węgla może kurczyć się w wyniku desorpcji i rozszerzać w wyniku sorpcji gazów. Zmiany objętości węgla są kluczowe ze względu na to, że związane są z przepuszczalnością pokładów węgla, która wpływa na ciśnienie zatłaczania i eksploatację metanu

Abstract: Methane contained in coal seams originates as a result of organic substance coalification and is treated as a hazard source. Coal-bed methane exploitation is conducted in the USA since many years. The primary method of coal-bed methane explo-itation consists in water injection and pressure reduction in the reservoir; it allows to exploit about 20-60% of gas. In order to obtain a higher degree of coal-bed methane output, since the nineties advanced methods of exploitation of this gas are used (ECBM) by means of nitrogen injection (N2-ECBM) and carbon dioxide injection (CO2-ECBM). These methods use various mechanisms of methane desorption intensification and methane exploitation. Carbon dioxide is preferentially sorbed through coal in relation to methane. In coal seams containing methane the coal matrix can shrink as a result of desorption and extend in consequence of gas sorption. The changes of coal volume are the key ones on account of the fact that they are connected with coal seam permeability, which influences the injection pressure and methane exploitation.

Słowa kluczowe: metan pokładów węgla, dwutlenek węgla, intensyfikacja wydobycia metanu z pokładów węglaKey words: coal-bed methane, carbon dioxide, coal-bed methane output intensification

1. Wprowadzenie

Metan zawarty w pokładach węgla (MPW) jest genetycz-nie związany z uwęgleniem substancji organicznej złóż węgla, przez długie lata był traktowany jako źródło zagrożenia w kopalniach. Wydobycie MPW w Polsce jest związane głównie

Dr hab. inż. Barbara Uliasz-Misiak*)

Dr inż. Jarosław Chećko**)

Mgr inż. Leszek Wątor*) Dr hab. inż. Ludwik Zawisza*), prof. AGH

z prowadzeniem odmetanowania złóż w trakcie eksploatacji węgla kamiennego, w celu wyeliminowania zagrożenia me-tanowego. Usuwanie metanu jest konieczne ze względów zapewnienia bezpieczeństwa prowadzenia wydobycia węgla w kopalniach metanowych. Wydobycie metanu prowadzi się obecnie w obrębie 20 zagospodarowanych złóż węgla kamien-nego (około 250,3 mln m3 metanu – 2009 r.) [1]. Ujmowany metan jest w dużej części gospodarczo wykorzystywany do różnych celów. Od początku lat 90. prowadzone są w obrębie


Górnośląskiego Zagłębia Węglowego prace geologiczne zmie-rzające do wprowadzenia technologii wydobywania metanu sorbowanego lub wolnego, za pomocą otworów wierconych z powierzchni. Od 2010 roku złoża MPW w Bilansie zasobów i kopalin podzielone są na 3 kategorie: złoża metanu jako ko-paliny towarzyszącej złożom węgla kamiennego w obszarach eksploatowanych złóż węgla, złoża metanu jako kopaliny towarzyszącej poza obszarami aktualnej eksploatacji złóż węgla oraz złoża, w których metan występuje jako kopalina główna – kopalina możliwa do samodzielnej eksploatacji.

Ze względu na charakter skał, w których występują nagro-madzenia węglowodorów, złoża dzieli się na konwencjonalne oraz niekonwencjonalne. Wśród niekonwencjonalnych złóż gazu można wyróżnić: gaz w łupkach (shale gas), gaz uwięzio-ny w izolowanych porach skalnych (tight gas), hydraty gazo-we oraz gaz z pokładów węgla (coalbed methane). Wydobycie gazu niekonwencjonalnego jest technicznie trudniejsze i droższe. Eksploatacja metanu z pokładów węgla klasyfiko-wanego jest jako gaz z niekonwencjonalnych źródeł, różni się od wydobycia gazu ziemnego ze złóż konwencjonalnych. W konwencjonalnych złożach większość gazu zawarta jest w przestrzeni porowej, natomiast metan zawarty w pokładach węgla jest adsorbowany w matrycy węglowej. Gaz w złożach konwencjonalnych przemieszcza się do otworów eksploata-cyjnych w wyniku wytworzonego gradientu ciśnienia, a w pokładach węgla zawierających metan do rozpoczęcia de-sorpcji konieczne jest obniżenie ciśnienia złożowego poniżej ciśnienia progowego. W zbiornikach CBM cząsteczki gazu w pierwszej kolejności są desorbowane, potem dyfundują poprzez matrycę węgla do szczelin, poprzez system spękań przemieszczają się do otworu [25].

2. Charakterystyka złożowa pokładów węgla zawierają-cych metan

W trakcie procesu tworzenia się węgla powstaje znaczna ilość metanu. Ponad 200 m3 metanu powstaje podczas reakcji i procesów bio- i geochemicznych prowadzących do utworzenia 1 tony węgli wysoko uwęglonych (koksujących lub antra-cytów) [16]. W przypadku braku warstw uszczelniających, większość wygenerowanego metanu ulatnia się z płytkich pokładów węgla, gdyż metan może łatwo migrować na po-wierzchnię poprzez szczeliny w skałach nadkładu. Zawartość gazu w pokładach węgla jest bardzo zróżnicowana, od poniżej 1 do ponad 25 m3/tonę. Jest ona funkcją składu macerałowego węgla, stopnia uwęglenia, historii pogrążania i podnoszenia oraz migracji gazu termogenicznego i/lub biogenicznego [19]. Powierzchnia, na której sorbowany jest gaz jest bardzo duża rzędu 20-200 m2/g, pokład węgla może zawierać 5-krotnie więcej tego gazu niż złoże konwencjonalnego gazu ziemnego o porównywalnej powierzchni [16].

Gaz znajdujący się w pokładach węgla w większości skła-da się z węglowodorów (C1 do C4) w różnych proporcjach, dwutlenku węgla oraz w niewielkich ilościach azotu, tlenu, wodoru i helu. W większości przypadków dominującym skład-nikiem gazu w węglach kamiennych jest metan (ponad 90 %) a drugorzędnymi składnikami są węglowodory o wyższych ciężarach molowych i dwutlenek węgla. Podczas generowania gazu mogą powstać niewielkie ilości siarkowodoru, który ze względu na swoją wysoką rozpuszczalność w wodzie może zostać z węgla usunięty. Również azot, który jest mobilnym gazem o małych cząsteczkach może ulotnić się z węgla [8, 16].

Pokłady węgla, podobnie jak zbiorniki szczelinowe, charakteryzują się podwójną porowatością – składają się z matrycy i sieci spękań. Szczeliny stanowią niewielką objętość węgla (zwykle 1-2 %), decydują o przepuszczalności węgla,

w nich koncentruje się przepływ. Matryca węglowa, składa się z samego węgla oraz sieci porów. Ma wyższą porowatość niż szczeliny, lecz znacznie niższą przepuszczalność. Występujące w matrycy węgla pory mają zróżnicowaną wielkość od 0,1 nm do mikrometrów.

W węglu występują naturalne spękania (cleats) zwane też płaszczyznami łupliwości. Można podzielić je na: spękania horyzontalne obejmujące cały zbiornik (face cleats) i spę-kania łączące, które są nieciągłe i kończą się na spękaniach horyzontalnych (butt cleats) (rys. 1). Spękania horyzontalne uważane są za podstawowe drogi krążenia gazów, są one za-silane dopływami z sieci spękań łączących. Systemy spękań są zróżnicowane i zależne od typu węgla, ponieważ wraz ze stopniem uwęglenia wzrasta jego kruchość. W węglach brunatnych szczeliny nie rozwijają się ze względu na ich plastyczność. Maksymalny rozwój szczelin osiągają węgle o refleksyjności 0,71÷1,10 % i 1,50÷2,05 %, charakteryzują się one największą kruchością i łatwością rozpadu [9].

Produkcja gazu z pokładów węgla jest zależna przede wszystkim od przepuszczalności i nasycenia pokładów gazem. Porowatość efektywna, przepuszczalność i nasycenie zależy od systemu szczelin w węglu. Przepuszczalność w pokładach węgla, z których eksploatuje się metan waha się od kilku do kilkudziesięciu mD (tak wysokie wartości spotykane są w węglach w złożach amerykańskich, w polskich złożach, wg np. ponad 100 oznaczeń wykonanych przez Amoco me-todami in situ, przepuszczalność nie przekraczała kilku mD, a najczęściej mieściła się w przedziale 0,5÷1,5 mD), wpływa na nią struktura i charakterystyka sieci szczelin, dominujący kierunek, ich ciągłość i szerokość. Przepuszczalność pokła-dów węgla jest anizotropowa z większą przepuszczalnością w kierunku spękań horyzontalnych niż w kierunku spękań łączących [29]. Przepuszczalność szczelin głównych może być od 3 do 4 razy większa niż szczelin do nich prostopadłych [9]. Na przepuszczalność efektywną ma również wpływ różnicy między przepuszczalnością spękań głównych i prostopadłych. W zbiornikach CBM przepuszczalność jest średnią geome-tryczną przepuszczalności tych dwóch systemów szczelin [25, 29].

Porowatość węgla jest zależna od jego typu (stopnia uwęglenia), największe pory mają węgle brunatne, porowa-tość i objętość porowa zmniejsza się do minimum dla węgli kamiennych nisko uwęglonych i ponownie rośnie w kierunku antracytu [9].

Ekonomika eksploatacji metanu z pokładów węgla zależy od ilości gazu zaadsorbowanego na węglu. Rozkład zawartości gazu w pokładzie węgla zmienia się w poziomie oraz w pionie. Rozkład zawartości gazu w węglu zależy od wielu czynników, które można podzielić na trzy kategorie: tworzenie się gazu, właściwości węgla, warunki złożowe. Ogólnie zawartość gazu in situ wzrasta wraz z głębokością i jest większa dla węgli wyżej uwęglonych (rys. 2).

Gazy są wiązane w węglu za pomocą trzech mechani-zmów: fizycznej adsorpcji na wewnętrznej powierzchni węgla, sorpcji w strukturze molekularnej lub/i są rozproszone w porach i szczelinach. Około 95÷98 % gazu jest wiązane za pomocą sorpcji [29]. Większość metanu w pokładach węgla jest zaadsorbowana na powierzchni materii organicznej w porach matrycy węgla. Część gazu znajduje się w szcze-linach jako rozpuszczony w wodzie lub jako gaz wolny, gdy brak jest wody. Uszczelnienie pokładów węgla zawierają-cych metan podtrzymuje ciśnienie złożowe, które utrzymuje gaz stanie zaadsorbowanym zapobiegając jego desorpcji i ucieczce. W pokładach węgla zawierających metan mogą występować konwencjonalne pułapki. Jednak występowanie pułapek do pozyskania metanu nie jest konieczne, ponieważ w przypadku tych zbiorników, ze względu na ich specyfikę,


nie zachodzi konieczność grawitacyjnej separacji gazu i wody, gaz może być eksploatowany z obniżeń strukturalnych np. synklin [20].

2. Charakterystyka procesu ECBM

Eksploatacja metanu z pokładów węgla (Metan Pokładów Węgla – MPW; Coal-Bed Methane – CBM) prowadzona jest w USA od wielu lat, do tego celu zaadaptowano technologie stosowane w przemyśle wydobywczym węglowodorów. Konwencjonalna pierwotna metoda wydobycia metanu z pokładów węgla, polega na pompowaniu wody z otworów i obniżaniu ciśnienia złożowego. Metoda ta pozwala na wydobycie około 20÷60 % metanu zawartego w pokładzie węgla [32].

W skali przemysłowej produkcja metanu z pokładów węgla prawie wyłącznie prowadzona jest poprzez obniżenie ciśnienia skutkującego desorpcją gazu w sposób zdetermino-wany izotermą sorpcji. Ta technika wydobycia jest nieefek-tywna ze względu na to, że izoterma sorpcji nie jest liniowa,

tylko nachylona w kierunku niskiego ciśnienia, co oznacza, że duża ilość metanu jest możliwa do pozyskania przy niskim ciśnieniu złożowym [29]. Węgle, które są nasycone gazem mogą produkować go od razu. Produkcja metanu z niedosy-conych węgli możliwa jest dopiero po obniżeniu ciśnienia saturacji, co wymaga odwodnienia pokładu [20].

W latach 90. XX wieku w celu uzyskania większego stopnia sczerpania metanu z pokładów węgla, zamiast ob-niżania ciśnienia złożowego, zaproponowano, podobnie jak w przypadku eksploatacji złóż ropy naftowej, zastosowanie zaawansowanych metody wydobycia tego gazu (Enhanced Coal-bed Methan Recovery – ECBM) (rys. 3). Zaproponowano dwa podstawowe warianty zaawansowanych metod wydo-bycia metanu ECBM poprzez zatłaczanie azotu (N2-ECBM) i zatłaczanie dwutlenku węgla (CO2- ECBM). Wykorzystują one różne mechanizmy intensyfikacji desorpcji metanu i jego wydobycia (rys. 4) [16, 24, 29].

Węgiel kamienny jest bardzo dobrym adsorbentem dwu-tlenku węgla. Decyduje o tym porowata struktura węgla oraz duża powierzchnia właściwa. Dwutlenek węgla jest preferen-cyjnie sorbowany przez węgiel w stosunku do metanu, wła-ściwość ta wykorzystywana jest w technologii intensyfikacji wydobycia metanu z pokładów węgla. Enhanced Coal Bed Methane jest rozwinięciem technologii CBM. Dwutlenek węgla lub azot jest w tym procesie zatłaczany do pokładów węgla, równocześnie jest prowadzone wydobywanie metanu. Dwutlenek węgla lub azot są zatłaczane do pokładu węgla pod wysokim ciśnieniem.

Zatłaczanie azotu jest podobne do zatłaczania gazu obojętnego, ponieważ azot jest w mniejszym stopniu adsor-bowany niż metan. Zatłaczanie tego gazu redukuje ciśnienie cząsteczkowe metanu w pokładzie ułatwiając desorpcję CH4 bez obniżania ciśnienia złożowego. Zastosowanie tej metody pozwala na wydobycie około 90 % metanu zgromadzonego w pokładzie węgla, powoduje nagły przyrost wydobycia metanu (rys. 5). Czas trwania wzrostu wydobycia i jego wiel-kość zależy od wielu czynników takich, jak odległość między otworami wydobywczym i zatłaczającym, naturalna porowa-tość i przepuszczalność, właściwości sorpcyjne. Przebicie azotu w otworach wydobywczych następuje dość szybko (gwałtownie), od tego momentu jego ilość w wydobywanym metanie stale rośnie. Eksploatację kończy się w momencie, gdy zawartość azotu w wydobywanym gazie przekracza 50 % jego objętości [29].

Dwutlenek węgla zatłaczany do pokładów węgla wypiera metan zwiększając jego wydobycie. Wykorzystywany jest tutaj inny mechanizm niż w przypadku zatłaczania azotu, CO2 jest preferencyjnie adsorbowany przez węgiel, z które-go równocześnie jest desorbowany metan, który może być wydobywany jako gaz wolny. Dwutlenek węgla ma większe powinowactwo do węgla niż metan. Na podstawie badań labo-ratoryjnych stwierdzono, że pojemność sorpcyjna dwutlenku węgla (objętościowo) jest od 2 do 10 razy większa niż metanu przy normalnym ciśnieniu, zależy ona od rodzaju węgla [29, 31]. Jednak część badań [4] wykazała zjawisko odwrotne, preferencyjną adsorpcję metanu w stosunku do dwutlenku węgla w zakresie niskich ciśnień, na węglach różnych typów. Również wyniki prac Ceglarskiej-Stefańskiej i Zarębskiej [7] pokazały, że struktura kapilarna lub skład macerałowy może powodować odwrócenie trendów i preferencyjną desorpcję dwutlenku węgla. Właściwość ta jest kluczowa dla stosowa-nia metody CO2-ECBM ponieważ będzie ona decydowała o maksymalnej ilości metanu jaką można wydobyć [24].

Dwutlenek węgla w fazie gęstej, gazowej zatłoczony do pokładów węgla jest unieruchamiany w szczelinach (cleats), adsorbowany w i na węglu oraz rozpuszczany w wodach zło-żowych. Z inżynierskiego punktu widzenia CO2-ECBM jest

Rys. 1. Schemat struktury węglaFig. 1. Scheme of coal structure

Rys. 2. Zawartość metanu w węglu w zależności od stopnia uwęglenia [9]

Fig. 2. Methane content in coal according to the coalification degree [9]


procesem adsorpcji/desorpcji przebiegającym w warunkach superkrytycznych w pokładach węgla, który jest realizowa-ny poprzez zatłaczanie CO2 i produkcję metanu otworami eksploatacyjnymi.

3. Oddziaływanie zatłaczanego CO2 na węgiel

Kluczową rolę w procesie ECBM odgrywa sorpcja CO2 i desorpcja CH4 w pokładach węgla. Sorpcja gazów (metanu, dwutlenku węgla i azotu) na węglu kamiennym składa się z dwóch procesów: cząsteczki sorbatu penetrując węgiel przezwyciężają siły adhezji i deponują sorbat w mikroporach wykorzystując siły adhezji [6, 24].

Pojemność sorpcyjną węgla określamy jako maksymalną objętość gazu, jaką w danych warunkach ciśnienia i tempe-ratury można zmagazynować w formie związanej w węglu. Warunkuje ją stopień metamorfizmu (chemiczny charakter or-ganicznej substancji węglowej, porowatość, sztywność struk-tury) oraz skład petrograficzny (rys. 6). Dla stałego ciśnienia,

Rys. 3. Technologia intensyfikacji wydobycia metanu z pokładów węgla poprzez zatłaczanie CO2 (CO2-ECBM)Fig. 3. Technology of coal-bed methane output intensification by means of CO2 injection (CO2-ECBM)

Rys. 4. Mechanizm procesu ECBM: a) przy zatłaczaniu dwu-tlenku węgla, b) przy zatłaczaniu azotu

Fig. 4. Mechanism of the ECBM process: a) in case of carbon dioxide injection, b) in case of nitrogen injection

Rys. 5. Eksploatacja metanu pierwotna i zaawansowana po-przez zatłaczanie CO2 i N2 [16]

Fig. 5. Primary and advanced methane exploitation by means of CO2 and N2 injection [16]

Rys. 6. Zależność pojemności sorpcyjnej od ciśnienia, stopnia metamorfizmu węgla i temperatury [21]

Fig. 6. Dependence of the sorptive capacity on pressure, coal metamorphism degree and temperature [21]


pojemność sorpcyjna jest tym wyższa, im wyższy jest stopień przeobrażenia węgla i niższa temperatura górotworu [22].

Zdolność sorpcyjna węgla zmniejsza się wraz ze wzro-stem temperatury i przy 150÷200 °C całkowicie zanika. Na głębokości, gdzie temperatura skał osiąga tę wartość, metan w warstwach skalnych znajduje się głównie w stanie wolnym (rys. 7). Zależność ciśnienia metanu od objętości przestrzeni wypełnionej przez metan, oraz zdolności sorpcyjnej węgla od ciśnienia gazu pozwala stwierdzić, ze bilans gazowy metanonośnego pokładu zależy również od szczelinowatości (rys. 7). Im wyższa szczelinowatość tym mniejsze ciśnienie metanu zasorbowanego przez węgiel i więcej metanu w stanie wolnym. Pojęcie szczelinowatości należy tu rozumieć jako stosunek sumarycznej objętości pustek w bloku pokładu wę-glowego, połączonych ze sobą do masy węgla w bloku [14].

Badania sorpcji pojedynczych gazów i ich mieszanin na węglu wskazują, że może on zaadsorbować więcej dwutlen-ku węgla niż metanu i metanu więcej niż azotu. Właściwość ta, kluczowa dla stosowania technologii ECBM, potwier-dzona została przez badania adsorpcji mieszanin gazów. Przeprowadzone badania oddziaływań węgiel–gazy kopalnia-ne wykazały, że CO2 sorbowany jest preferencyjnie względem CH4, oraz że ilość sorbowanego na węglu dwutlenku węgla jest większa niż w przypadku sorpcji metanu.

Najczęściej podawany stosunek chłonności sorpcyjnej węgla względem tych gazów to 2:1. Stosunek ten jest bardzo zróżnicowany od 10:1 do poniżej 2:1 dla węgli kamiennych średnio uwęglonych [5]. Określenie, który z gazów – CO2 czy CH4 – będzie sorbowany preferencyjnie zależy od szeregu czynników, w tym parametrów opisujących węgiel, jak sto-pień metamorfizmu, zawartość wilgoci, stopień rozdrobnienia próbki oraz parametrów opisujących układ, jak ciśnienie i tem-peratura [3]. Busch i inni [2] oraz Ceglarska-Stefańska i inni [6, 11] wykazali, że w przypadku polskich węgli kamiennych może wystąpić zjawisko preferencyjnej adsorpcji metanu.

Węgiel ma skomplikowaną strukturę wewnętrzną, w jego porach i szczelinach mogą gromadzić się gazy. Ilość gazu zde-ponowana w węglu jest sumą gazu zaadsorbowanego w porach struktury porowej matrycy węgla o wymiarach porównywal-nych z wymiarami cząsteczek CO2 i gazu wolnego zawartego w porach o większych rozmiarach [17, 33]. Większość gazów adsorbowana jest w wewnętrznych powierzchniach osnowy węglowej [10]. Ilość zaadsorbowanego gazu zależy głównie od typu węgla, temperatury i ciśnienia. Stężenie gazu wzrasta wraz z głębokością zalegania pokładu węgla [17].

Wyniki przeprowadzonych dotychczas badań wskazują, że skład macerałowy (szczególnie grupa inertynitu) wpływa

na proces sorpcji. Inertynit ma strukturę porową zawierającą mezo- i makropory, podczas gdy witrynit i liptynit zawierają głównie mikropory. Stwierdzono również zależność chłon-ności sorpcyjnej od refleksyjności witrynitu Ro. Wraz ze wzrostem refleksyjności chłonność sorpcyjna badanych węgli wykazuje tendencję malejącą [23, 30, 35].

Węgle bogate w inertynit mają większą porowatość, szybkość sorpcji CO2 na węglu jest zależna od porowatości (w węglach o większej porowatości zachodzi szybciej). W związku z tym można przypuszczać, że węgle zawierające więcej inertynitu będą bardziej odpowiednie do zatłaczania dwutlenku węgla [33].

Pomiary wykazały, że na węglach zawodnionych sorpcja dwutlenku węgla jest mniejsza niż na węglu suchym, ze wzglę-du na konkurencyjną sorpcję wody. Dla przykładu węgiel zawierający około 3 % wilgoci, adsorbuje o 30 % dwutlenku węgla mniej niż węgiel nie zawodniony [24]. Badaniami stwierdzono również, że pojemność sorpcyjna węgla dla CO2 i CH4 spada wraz ze wzrostem wilgotności tylko do wartości granicznej wilgotności powyżej której nie wpływa ona na pojemność. Graniczna wartość wilgotności względnej waha się od 40 do 80% i zależy od stopnia uwęglenia, jest wyższa dla węgli wysoko uwęglonych. W węglach nisko uwęglonych wilgotność wpływa bardziej na pojemność sorpcyjną niż w węglach wyżej uwęglonych, prawdopodobnie ze względu na większą ilość miejsc, które są preferencyjnie zajęte przez wodę zamiast przez metan lub dwutlenek węgla. Redukcja pojemności sorpcyjnej wraz ze wzrostem wilgotności jest prawdopodobnie rezultatem prostego wolumetrycznego zastępowania cząsteczek sorbatu (CO2 lub CH4) przez wodę. Redukcja pojemności sorpcyjnej dla CO2 wynosi około 7,3 kg t-1 na każdy 1 % wzrostu wilgotności, dla CH4 zmniejszenie pojemności sorpcyjnej jest rzędu 1,8 kg t-1 na każdy 1 % [12].

Jak wspomniano wcześniej, węgiel kamienny ma charakter układu biporowatego. Jest to związane z obecnością porów transportowych (makroporów) i porów sorpcyjnych. Cechą charakterystyczną takich układów jest to, że mogą zachodzić tutaj dwa rodzaje zjawisk. Po pierwsze może dojść do rozsze-rzania makroporów i co za tym idzie wzrostu przepuszczalno-ści. Zjawisko to powstaje, gdy wysokie ciśnienie gazów ko-palnianych powoduje sprężanie obszarów mikroporowatych, co z kolei wpływa na rozszerzanie makroporów. Po drugie mogą zachodzić zjawiska odwrotne, czyli zawężanie porów transportowych w wyniku pęcznienia węglowej substancji organicznej [27]. Wpływ na to, które zjawisko będzie domino-wało ma gradient ciśnienia gazów oraz dostępność i sztywność struktury uwarunkowanych stopniem metamorfizmu.

Zmiany objętości węgla podczas prowadzenia procesów ECBM są kluczowe ze względu na to, że związane są z prze-puszczalnością pokładów węgla, która wpływa na ciśnienie zatłaczania i eksploatację metanu [24].

Ważną cechą pokładów węgla zawierających metan jest to, że matryca węgla może kurczyć się w wyniku desorpcji i rozszerzać w wyniku sorpcji gazów. Uważa się, że kurczenie matrycy węgla towarzyszące desorpcji metanu zapobiega zmniejszaniu przepuszczalności pokładów węgla. Redukcja przepuszczalności jest wywołana przez zwiększenie kom-pakcji związanej z obniżeniem ciśnienia podczas pierwotnej produkcji metanu. Badania laboratoryjne i prace teoretyczne wskazują, że przepuszczalność węgla zmniejsza się wykład-niczo wraz ze spadkiem naprężeń rzeczywistych. Podczas procesów intensyfikacji wydobycia metanu przepuszczal-ność zmienia się, w związku z sorpcją innych gazów na węglu. Sorpcja CO2 na węglu powoduje pęcznienie matrycy, zmniejszenie szerokości spękań i w konsekwencji redukcję przepuszczalności. Zachodzenie tych procesów potwierdzają liczne badania laboratoryjne i wyniki prac przeprowadzonych

Rys. 7. Ilość metanu wolnego i zasorbowanego w węglu w zależ-ności od szczelinowatości pokładu węgla [14]

Fig. 7. The quantity of free and sorbed methane in coal according to coal seam fissility [14]


w projektach pilotowych ECBM [24, 29]. Przepuszczalność absolutna zwiększa się z czasem wraz z desorpcją gazu z węgla, co powoduje kurczenie matrycy i poszerzanie spę-kań zjawisko to może być kompensowane redukcją szczelin spowodowaną zwiększeniem naprężeń wywołanym przez obniżenie ciśnienia złożowego.

Z dotychczasowych doświadczeń wiadomo, że desorpcja metanu powoduje kurczenie matrycy węglowej. W wyniku tego powstają dodatkowe spękania sztywnej bryły i następuje zwiększenie szybkości przepływu gazów. Zatem powinna wzrosnąć iniekcja CO2 i produkcja metanu. Jednak równocze-sna desorpcja metanu i sorpcja CO2 na węglu wywołuje w są-siedztwie otworu zatłaczającego pęcznienie (rys. 8). Wskutek tego następuje zaciskanie porów w obrębie matrycy węglowej i redukcja przepuszczalności. Oba te zjawiska z jednej strony pęcznienia matrycy węglowej i z drugiej kurczenia wywołują różne skutki w procesie ECBM [15].

Pęcznienie węgla w wyniku sorpcji dwutlenku węgla jest dwukrotnie większe niż w przypadku sorpcji metanu [34]. Węgle zawierające w przewadze witrynit wykazują większe pęcznienie po zatłoczeniu dwutlenku węgla [33].

Na chłonność otworów oprócz przepuszczalności mogą wpływać jeszcze inne czynniki: efekt cieplny związany z zatłaczaniem CO2, efekty występujące w otworach, reakcje geochemiczne CO2 ze skałami zbiornikowymi. Temperatura zatłaczanego CO2 jest różna od temperatury zbiornika, może więc wystąpić efekt nieizotermicznego przepływu gazu. Zabiegi związane z wierceniem, wydobyciem i zatłaczaniem powodują zmianę naprężeń w pobliżu otworu, mogą one również uszkodzić przepuszczalność w strefie przyotworowej, co wpłynie negatywnie na chłonność. Efekty oddziaływań geochemicznych pomiędzy CO2, skałami zbiornikowymi i wodą zawartą w pokładzie węgla, zwłaszcza wytrącanie minerałów, może pogarszać przepuszczalność również zmniej-szając chłonność. W celu zmniejszenia wpływu kurczenia się matrycy na chłonność otworów stosuje się zatłaczanie azotu lub gazów wylotowych oraz udostępnienie multilateralnymi otworami poziomymi. Zatłaczanie azotu i gazów wylotowych usuwa pogorszenie przepuszczalności spowodowane przez zatłaczanie dwutlenku węgla i poprawia chłonność otworów [29]. Skuteczność tego sposobu potwierdzono zatłaczając czysty azot przez okres kilku dni w pilotowym projekcie Hokkaido w Japonii. Stwierdzono w pobliżu otworu zatła-

czającego wzrost przepuszczalności węgla o rząd wielkości, w stosunku do pierwotnej wartości tego parametru [28]. Zastosowanie azotu może jednak powodować zbyt wczesne przebicie się tego gazu. Interesującą alternatywą dla zatła-czania azotu, przebadaną w ramach projektu pilotowego realizowanego w Albercie (Kanada), jest zatłaczanie synte-tycznych gazów wylotowych (mieszaniny dwutlenku węgla i azotu, które podobnie jak azot zwiększają przepuszczalność pokładów węgla [13, 18, 19].

4. Podsumowanie

W ostatnim okresie na skutek między innymi wzrostu cen surowców energetycznych, wyczerpywania się konwencjo-nalnych złóż ropy naftowej i gazu ziemnego, trudnościami w dostarczaniu gazu ze złóż w Rosji, a także rozwoju nowych technologii wydobywczych, nastąpił wzrost zainteresowania pozyskiwaniem metanu z węgla w Polsce. Metan z pokładów węgla został niedawno zaliczony do kategorii kopaliny głów-nej czyli kopaliny możliwej do samodzielnej eksploatacji.

Metan w pokładach węgla stanowi niekonwencjonalne złoża gazu ziemnego, charakteryzujące się dużymi zasobami i bardzo niskimi parametrami petrofizycznymi. Prace prze-prowadzone w Polsce nad pozyskaniem metanu z pokładów węgla zakończyły się niepowodzeniem, ze względu na bardzo niskie przepuszczalności węgla. Technologia CO2-ECBM razem z dodatkowymi zabiegami w otworach zatłaczających zwiększającymi przepuszczalność węgla, może umożliwić pozyskanie znacznie większych ilości gazu.

Literatura

1. Bilans zasobów kopalin i wód podziemnych w Polsce wg stanu na 31 XII 2009 r.. Wyd. Państwowego Instytutu Geologicznego, 2010, Warszawa.

2. Busch A., Gensterblum Y., Krooss B.M., Siemons N.: Investigation of highpressure selective adsorption/desorption CO2 and CH4 on coals: an experimental study. International Journal of Coal Geology 2006, 66 (1-2), 53÷68.

3. Busch A., Gensterblum Y., Krooss B.M.: Methane and CO2 sorption and desorption measurements on dry Argonne premium coals: pure components and mixtures. International Journal of Coal Geology 2003, 55 (2/4), 205÷224.

Rys. 8. Pęcznienie spowodowane adsorpcją metanu i dwutlenku węgla [26]Fig. 8. Swelling caused by methane and carbon dioxide adsorption [26]


4. Busch, A., Gensterblum Y., Siemons N., Krooss B.M., van Bergen F., Pagnier H.J.M, David P.: Investigation of preferential sorption behaviour of CO2 and CH4 on coals by high pressure adsorption/de-sorption experiments with gas mixtures. Proceeding CBM Symposium Tuscaloosa 2003a, Alabama, May 5-9 2003, 1–14. [dostęp: 15 lutego 2011]. Dostępny w Internecie: http://recopol.nitg.tno.nl/downloads/Busch0350.pdf.

5. Ceglarska-Stefańska G., Zarębska K., Wolszczak J.: Sorption of pure components and mixtures CO2 and CH4 on hard coals. Gospodarka Surowcami Mineralnymi 2008, tom 24, zeszyt 4/1, 123÷131.

6. Ceglarska-Stefańska G., Zarębska K.: Sorption of carbon dioxide–meth-ane mixtures. International Journal of Coal Geology 2005, 62, 211÷222.

7. Ceglarska-Stefańska G., Zarębska K.: The Competitive Sorption of CO2 and CH4 with regard to the release of Methane from Coal. Fuel Processing Technology 2002, 77-78, 423÷429.

8. Clayton J. L.: Geochemistry of coalbed gas – A review. International Journal of Coal Geology 1998, volume 35, issues 1-4, 159÷173.

9. Coalbed Methane: Principles and Practise. Halliburton, 2008, 504. [dostęp: 15 lutego 2011]. Dostępny w Internecie: http://www.hal-liburton.com/public/pe/contents/Books_and_Catalogs/web/CBM/CBM_Book_Intro.pdf

10. Cui X., Bustin R.M., Dipple G.: Selective transport of CO2, CH4 and N2 in coals: insights from modeling of experimental gas adsorption data. Fuel 2004, 83, 293÷303.

11. Czerw K., Ceglarska-Stefańska G.: Dynamika deponowania gazów kopalnianych w strukturze porowatej węgla kamiennego. Gospodarka Surowcami Mineralnymi 2008, tom 24, zeszyt 3/3, 57÷67.

12. Day S., Sakurovs R., Weir S.: Supercritical gas sorption on moist coals. International Journal of Coal Geology 2008, 74, 203÷214.

13. Durucan S., Shi J.-Q.: Improving the CO2 well injectivity and enhanced coalbed methane production performance in coal seams. International Journal of Coal Geology, 77, 2009 s. 214÷221.

14. Firganek B., Klebanow F.: Zagrożenia naturalne w kopalniach. Katowice Wyd. Śląsk 1983.

15. Fokker P.A., van der Meer L.G.H.: The injectivity of coalbed CO2 injec-tion wells. Energy 2004, 29, 1423÷1429.

16. Gale J., Freund P.: Coal-bed methane enhancement with CO2 sequestra-tion worldwilde potential. Environmental Sciences 2001, vol. 8, no 3, 201÷217.

17. Goodman A.L., Favors R.N., Larsen J.W.: Argonne Coal Structure Rearrangement Caused by Sorption of CO2. Energy & Fuels 2006, 20, 2537÷2543.

18. Gunter W.D., Mavor M.J., Robinson J.R.: CO2 Storage and Enhanced Methane Production: Field Testing At Fenn-Big Valley, Alberta, Canada, with Application. In: Proceedings of the 7th International Conference on Greenhouse Gas Control Technologies, Vancouver, Canada, September 5–9, 2004, 1÷9.

19. Gunter W.D.: Coalbed Methane, A Fossil Fuel Resource with the Potential for Zero Greenhouse Gas Emissions – the Alberta, Canada

Program 1996 -2009: A Summary. October 2009. [dostęp: 20 lutego 2011]. Dostępny w Internecie: http://www.cslforum.org/publications.

20. Jenkins C.D.: Coalbed- and Shale-Gas Reservoirs. Journal Petroleum Technology February 2008, 92÷99.

21. Kozłowski B., Grębski Z.: Odmetanowanie górotworu w kopalniach. Wyd. Śląsk Katowice1982, 259.

22. Kulczycki Z., Grzybek I.: Gazy kopalniane jako zagrożenie dla bezpie-czeństwa powszechnego. Miesięcznik WUG 1999, nr 1, 16÷25;

23. Mastalerz M., Gluskotr H., Rupp J.: Carbon dioxide and methane sorp-tion in high volatile bituminous coals from Indiana, USA. International Journal of Coal Geology 2004, 60, 43÷55.

24. Mazzotti M., Pini R., Storti G.: Enhanced coalbed methane recovery. Journal of Supercritical Fluids 2009, 47, 619÷627.

25. Morad K., Mireault R., Dean L.: Coalbed Methane Fundamentals. Reservoir 2008, issue 9, 23÷28.

26. Pan Z., Connell L.D., Camilleri M.: Laboratory characterisation of coal reservoir permeability for primary and enhanced coalbed methane recovery. International Journal of Coal Geology 2010, 82, 252÷261.

27. Seewald H., Klein J., Jungten H.: Pore structure of Coal Derived from Permeation abd Sorption Measurements. In: Procedings Inernational Conference Scientific Sydney, Pergamon Press 1985, 851.

28. Shi J.Q., Durucan S., Fujioka M.: A reservoir simulation study of CO2 injection and N2 flooding at the Ishikari coalfield CO2 storage pilot project, Japan. International Journal Greenhouse Gas Control 2008, vol. 2, no 1, 47÷57.

29. Shi J.Q., Durucan S.: CO2 Storage in Deep Unminable Coal Seams. Oil & Gas Science and Technology – Rev. IFP 2005, vol. 60, no. 3, 547÷558.

30. Smith J.R., Smith J.W.: A relationship between the carbon and hydrogen content of coals and their vitrinite reflectance. International Journal of Coal Geology 2007, 70, 79÷86.

31. Stanton R., Flores R., Warwick P.D., Gluskoter H. G.D.S.: Coalbed Sequestration of Carbon Dioxide. 1st National Conference on Carbon Sequestration, Washington, USA 2001. [dostęp: 15 lutego 2011]. Dostępny w Internecie: http://www.netl.doe.gov/publications/proceed-ings/01/carbon_seq/3a3.pdf

32. White C.M., Smith D.H., Jones K.L., Goodman A.L., Jikich S.A., LaCount R.B., DuBose S.B., Ozdemir E., Morsi B.I., Schreder K.T.: Sequestration of carbon dioxide in coal with enhanced coalbed methane recovery – a review. Energy Fuels 2005, 19 (3), 659÷724.

33. Zarębska K., Baran P.: Sekwestracja dwutlenku węgla w pokładach węgla kamiennego – wyniki badań sorpcyjnych. Biuletyn Państwowego Instytutu Geologicznego 2010, 439, 65÷68.

34. Zarębska K., Ceglarska-Stefańska G.: The change in effective stress associated with swelling during carbon dioxide sequestration on natural gas recovery. International Journal of Coal Geology 2008, 74, 167÷174.

35. Zarębska K., Dudzińska A.: Możliwości magazynowania CO2 w pokładach węgli kamiennych – weryfikacja danych eksperymen-talnych. Gospodarka Surowcami Mineralnymi 2008, tom 24, zeszyt 3/3, 347÷355.


*) Główny Instytut Górnictwa, Katowice

UKD: 626.87: 550.837.31: 536: 662’17-047.37: 622.333

Zastosowanie metody elektrooporowej w badaniach stanu termicznego zwałowisk odpadów powęglowych

Application of the electrical resistance method in investigations of the thermal state of coal waste dumps

Treść: W zwałowiskach odpadów w sprzyjających warunkach aerologicznych węgiel ulega samozapaleniu. Inicjuje to procesy termicz-ne w obrębie bryły zwałowiska. Jednym z negatywnych oddziaływań tych procesów na środowisko jest emisja powstających podczas spalania węgla gazów do atmosfery. Sposobem ograniczenia lub likwidacji tych oddziaływań jest prawidłowa rekulty-wacja hałdy. Aby jednak właściwie zaprojektować prace rekultywacyjne konieczne jest określenie przestrzennej charakterystyki stanu termicznego i geotechnicznego bryły zwałowiska. W artykule przedstawiono wyniki doświadczalnych prac badawczych wykonanych na nieczynnym zwałowisku odpadów powęglowych w Rudzie Śląskiej. Ich zadaniem było określenie przestrzennej charakterystyki strukturalnej i termicznej hałdy z wykorzystaniem pomiarów metodą sondowań elektrooporowych.

Abstract: Exploitation waste dumps of the hard coal mining industry are a durable element of the landscape in Silesia. In contradiction to waste dumps of other mining industry branches they are characterized by the content of coal in their mineral composition. In favourable aerological conditions coal is subject to spontaneous combustion. This phenomenon initiates thermal processes within the dump lump. One of the negative impacts of these processes on the environment is the emission into the atmo-sphere of gases originating during coal combustion. A method of reduction or elimination of these impacts is proper dump reclamation. In order to plan suitably the reclamation operations, it is necessary to determine the spatial characteristics of the thermal and geotechnical state of the dump lump. The article presents the results of experimental research work carried out at an inactive coal waste dump in Ruda Śląska in the framework of the research project POIG 1.3 entitled ”Management system of liquidation of CO emissions from coal waste dumps”. The task of the research work was the determination of the spatial structure and thermal characteristics of the dump using measurements by means of the electrical resistance prospecting method.

Słowa kluczowe: geofizyka, metod elektrooporowa, zwałowisko odpadów, węgiel, pożarKey words: Geophysics, electrical resistance method, waste dump, coal, fire

Dr inż. Andrzej Kotyrba*) mgr inż. Marcin Grądziel*) mgr inż. Krzysztof Gogola*)

1. Wprowadzenie

Zwałowiska odpadów wydobywczych z górnictwa węgla kamiennego są jednym ze szczególnie uciążliwych pogór-niczych elementów przekształceń środowiska. Zawierają często znaczne ilości węgla i z tego powodu są podatne na spontaniczne samozapalenie. Nasypy wykonane z odpadów

powęglowych, przy odpowiednim ich uformowaniu, posiadają zwykle dobre właściwości nośne i mogą być wykorzystane do celów inwestycyjnych. Na przeszkodzie jednak staje ryzyko zapalenia się węgla i wszystkie ujemne wpływy tego procesu na stan środowiska oraz przydatność budowlaną terenu. Z tego powodu dokładne określenie stanu termicznego zwałowiska, jak również precyzyjne odwzorowanie geometrii zapożarowa-nia w układzie przestrzennym jest podstawą każdego projektu jego rekultywacji i zagospodarowania. Cechy strukturalno-


-termiczne zapożarowanych zwałowisk odpadów powęglo-wych mogą być określone pomiarami różnymi metodami geoelektrycznymi a w szczególności takimi, które pozwalają na obrazowanie rozkładu przewodnictwa elektrycznego we-wnątrz hałdy (elektrooporowa, konduktometryczna).

W zastosowaniu metod geoelektrycznych do badania hałd wykorzystuje się zjawisko silnej zależności przewod-nictwa elektrycznego minerałów i skał (a w szczególności węgla) od temperatury. Zależność tę można opisać wzorem Landolta-Börnsteina [8] w postaci wzoru 1 [9,10], który okre-śla elektryczną przewodność właściwą dowolnej skały jako sumę przewodności z różnych rodzajów transportu ładunku elektrycznego (jonowego, elektronowego, dziurowego)

(1)

gdzie: T – temperatura, k – stała Bolzmana, k=0,86166•104 [eVK-1], Ei – energia aktywacji, σo,i – współczynnik, i – numeracja mechanizmu przewodności.

W gruntach nasypowych uformowanych z odpadów po-węglowych, które stanowią mieszaninę minerałów towarzy-szących pokładom węgla (łupki, mułowce, iłowce, piaskowce itp.) oraz samego węgla w przewodzeniu prądu elektrycznego dominuje jonowy transport ładunku w roztworach wód, które je nasycają. Roztwory te zawierają znaczne ilości siarcza-nów i chlorków, co powoduje, że są dobrymi elektrolitami. Pozostałe rodzaje transportu ładunku mogą wystąpić jedynie w cząstkach węglowych. Ich udział w całkowitej przewod-ności wzrasta wraz ze stopniem zawartości czystego węgla w węglu kamiennym, na co wskazuje elektronowy rodzaj przewodzenia prądu przez antracyt.

Laboratoryjne badania na próbkach węgla kamiennego z polskich kopalń wskazują, że ich przewodności elektryczna wykazuje silną zależność od temperatury [5]. Dobrze opisuje ją aproksymacja wielomianami [6]. Przykładowa krzywa zmian elektrycznego oporu właściwego próbki węgla ka-miennego umieszczonej w komorze pieca laboratoryjnego, w którym podnoszono temperaturę od 20° do 160° przedsta-wiona jest na rysunku 1.

W początkowej fazie zmian temperatury opór elektryczny próbki węgla maleje (rośnie przewodność). Zmiany te można przypisać głównie zwiększonej ruchliwości jonów (kationów) w wodzie zawartej w próbce węgla. Nie można jednak wy-kluczyć w tej fazie częściowego udziału przewodności elek-tronowej. W przedziale temperatur 60÷100° C przewodność elektryczna wykazuje niewielkie zmiany. Od temperatury około 100° C opór elektryczny próbki węgla wzrasta. Jest to

spowodowane utratą wody w wyniku parowania, co powoduje spadek przewodności elektrycznej (lub wzrost oporu elek-trycznego). Łupki i piaskowce przewodzą prąd elektryczny na drodze jonowej. Można więc założyć, że jakościowo zależność ich przewodności elektrycznej od temperatury jest podobna od obserwowanej w węglach kamiennych.

Położenie zwałowiska w Rudzie Śląskiej oraz jego znacz-na powierzchnia stwarzają, iż teren zwałowiska mógłby być atrakcyjnym obszarem inwestycyjnym. Zwałowisko jednak wykazuje znaczny stopień zapożarowania. W niektórych jego fragmentach temperatura przypowierzchniowych gruntów przekracza 100 °C. Gazy powstające w wyniku spalania węgla są wyczuwalne na powierzchni zwałowiska oraz w jego otoczeniu.

2. Ogólna charakterystyka zwałowiska

Badane zwałowisko odpadów powęglowych zlokalizowa-ne jest w Rudzie Śląskiej w rejonie ulic: Bukowej, Glinianej i Wysokiej. Zajmuje powierzchnię około 9,5 ha. Szacuje się, że w ciągu 8 lat zgromadzono tu około 680 000 m3 odpa-dów. Na obszarze tym, w wyniku działalności nieistniejącej już Cegielni „Bielszowice” powstały w przeszłości liczne wyrobiska i pustki poeksploatacyjne o głębokości od 4 do 20 m (rys. 2). Likwidowana Cegielnia została zobligowana do wypełnienia pustek i rekultywacji terenu. Tak duże ilości materiału do niwelacji wyrobisk mogła wówczas dostarczyć zlokalizowana w odległości około 1 km, nieistniejąca od 1995 r. kopalnia „Wawel” (po połączeniu Ruchu I i II obecna Kopalnia „Pokój”).

W 1990 roku na zlecenie kopalni „Wawel” firma POLTEGOR wykonała projekt pt. „Zwałowanie, rekultywa-cja i zagospodarowanie zwałowiska w wyrobisku Cegielni Bielszowice”, który uzyskał odpowiednie decyzje i pozwo-lenia [12]. W roku 1992 kopalnia przystąpiła do realizacji pierwszych etapów prac wykonawczych. Zgodnie z ówcze-snym Planem Zagospodarowania Przestrzennego miasta Ruda Śląska teren miał być przeznaczony na bazy przemysłowe a częściowo zagospodarowany zielenią zwartą.

Projekt zakładał:– zasypanie byłych pustek poeksploatacyjnych odpadami z za-

kładu przeróbczego kopalni wraz z zabezpieczeniem przed negatywnymi zjawiskami towarzyszącymi zwałowaniu,

Rys. 1. Zależność oporu elektrycznego próbki węgla kamienne-go od temperatury

Fig. 1. Dependence of electrical resistance of a coal sample on temperature

Rys. 2. Usytuowanie zwałowiska odpadów na mapie sytuacyj-no-wysokościowej z lat 60. (kontur zwałowiska zazna-czony linią przerywaną).

Fig. 2. Location of a waste dump on the situational and height map from the sixties ( the dump outline marked with a broken line)


– odtworzenie warunków glebowych (rekultywację szcze-gółową),

– zagospodarowanie biologiczne przez zadrzewienie,– kompleksowe uregulowanie stosunków wodnych.

Przed przystąpieniem do zwałowania Cegielnia „Bielszo-wice” została zobowiązana do usunięcia pozostałości infra-struktury technicznej oraz zgromadzonych niewielkich pryzm odpadów komunalnych.

Odpady były dostarczane na teren wyrobiska koleją. Specjalnie ułożone do tego celu torowiska przekładano dosto-sowując ich lokalizację do frontu robót. Ze względu na wysoką zawartość części palnych (24,5÷32,5 %) odpady zgodnie z projektem były rozkładane warstwowo i systematycznie zagęszczane do wymaganych parametrów. Dowiezione i rozłożone odpady były przykrywane 10 cm warstwą materia-łu inertnego. Po wypełnieniu całego wyrobiska teren pokryto warstwą gruntu urodzajnego. Wykonano 3 rowy opaskowe dla przechwycenia wód opadowych z terenów przyległych do zwałowiska. Wody opadowe miały być gromadzone w po-dłużnym zbiorniku retencyjnym, który nie został jednak zbu-dowany. Obecnie teren podpoziomowego zwałowiska stanowi płaską platformę z widocznymi drogami technologicznymi i wyraźnym uskokiem w części południowo-zachodniej. Od 1995 roku na zwałowisku obserwuje się zjawiska pożarowe.

3. Metodyka i technika pomiarów

Pomiary elektrooporowe uzupełniały rozpoznanie stanu termicznego zwałowisk metodami bezpośrednimi, do których należały: – pomiary temperatury powierzchni obiektu za pomocą

kamery termowizyjnej i pirometru [1, 2], – pomiary temperatury wgłębnej (w otworach płytkich na

głębokości 1 m oraz w odwiertach o głębokości do 20 m) [3], – pomiary atmosfery gazowej wewnątrz obiektu (CO2, CO,

O2) [3]. We wrześniu 2009 roku oraz marcu 2010 roku wykonano

pomiary termowizyjne z powierzchni terenu, dzięki którym określono lokalizację rejonów termicznie czynnych (rys. 3).. W roku 2010 wykonano również lotnicze pomiary termowi-zyjne (rys. 4).

Na podstawie badań termowizyjnych i pirometrycznych wytypowano wstępnie kilka rejonów, gdzie wykonano ba-dania wgłębne temperatury wnętrza oraz pomiary atmosfery gazowej (CO2, CO, O2) wewnątrz obiektu na głębokości 1m. Wykazały one silne zapożarowanie kilku obszarów zwałowi-ska z temperaturą wnętrza powyżej 200 °C i stężeniem CO dochodzącym do 1 %. Również pomiary wgłębne wykonane w późniejszym okresie w głębokich odwiertach wykazały znaczny stopień zapożarowania wybranych rejonów zwa-łowiska (temperatury do 130 °C i stężenia CO nawet ponad 3 %). W żadnym z kilkudziesięciu otworów odwierconych w korpusie zwałowiska (zarówno głębokich jak i płytkich) nie stwierdzono pustek [11].

Zadaniem pomiarów metodą pionowych sondowań elektrooporowych (PSE) było zobrazowanie przestrzenne rozmieszczenia rejonów zapożarowanych wewnątrz hałdy a w szczególności lokalizacja ich ognisk. Zostało ono rozwiązane

Rys. 3 Termogramy wybranych rejonów zwałowiska (a i b – skarpa południowa, c, d, e i f – wierzchowina obiektu w części północnej)

Fig. 3. Thermograms of selected dump areas (a and b – southern slope, c, d, e, and f – top area of the object in the northern part)

Rys. 4. Termowizyjne pomiary lotnicze – fragment wierzcho-winy hałdy w Rudzie Śląskiej w rejonie ulic: Bukowej, Glinianej i Wysokiej

Fig. 4. Aerial thermovisional measurements – fragment of the top area of a dump in Ruda Śląska in the area of the streets: Bukowa, Gliniana, and Wysoka


przez wykonanie sondowań elektrooporowych w 28 punktach rozmieszczonych nieregularnie na powierzchni zwałowiska. Odległości pomiędzy punktami sondowań zmieniały się od 40 do 60 m. Parametrem oznaczanym z pomiarów metodą sondowań jest pozorny, elektryczny opór właściwy skał ρp (będący (będący odwrotnością elektrycznej przewodności właściwej σ,) w funkcji rozstawu elektrod zasilających AB. Rozstaw elektrod zasilających jest analogiem głębokości. Maksymalny rozstaw elektrod prądowych AB wynosił 110 m. Usytuowanie punktów pomiarowych na hałdzie przedsta-wiono na rysunku 5.

Przyjęta metodyka pozwoliła na zobrazowanie zmienności własności elektrycznych hałdy w przekrojach poziomych poprzez zastosowanie procedur interpolacji oraz pionowych (interpretacja ilościowa krzywych PSE metodą inwersji 1D).

Ponieważ zapożarowanie hałdy jest procesem dynamicz-nym przedstawione w opracowaniu odwzorowania struktury zwałowiska w rozkładach oporu elektrycznego są poprawne jedynie w odniesieniu do momentu czasu, w którym wykonano pomiary terenowe.

4. Struktura zwałowiska w odwzorowaniach poziomych oporu elektrycznego (map izoom)

W zbiorze danych pomiarowych obejmującym wartości pozornego oporu elektrycznego dla wszystkich punktów (i rozstawów elektrod prądowych AB) zmieniały się od 18 do 9560 omometrów. Wartość średnia oporu w zbiorze danych wynosiła 244 omometrów.

Wartość minimalna pozornego oporu elektrycznego w zbiorze danych pomiarowych jest charakterystyczna dla zwietrzałych łupków ilastych (glin) występujących

w naturalnych warunkach geologicznych. Technologia prac rekultywacyjnych wykonanych w 1990 roku polegała na za-gęszczaniu kolejnych warstw nasypowych oraz przykrywania ich materiałem inertnym. Materiałem tym najprawdopodob-niej była glina o własnościach elektrycznych zbliżonych do wietrzelin łupka. Wartość maksymalna w zbiorze danych jest charakterystyczna dla skał i gruntów o niewielkiej zawartości wody (silnie przesuszonych).

Rys. 6. Interpolowane rozkłady pozornego oporu elektrycznego wewnątrz hałdy na estymowanych głębokościach oko-ło 1, 5, 13 i 22 m (kolor czerwony – ogniska, kolor jasno niebieski – rejony zapożarowane, kolor ciemno-niebie-ski – rejony nie zapożarowane)

Fig. 6. Interpolated distributions of apparent electrical resistance inside the dump at estimated depths about 1, 5, 13, and 22 m (red colour – foci , light blue colour – fire-affected areas, dark blue colour – areas not affected by fires)

Rys 5. Lokalizacja punktów sondowań elektrooporowych na mapie sytuacyjno-wysokościowej terenu hałdy (P1, P2 – przekroje geoelektryczne)

Fig. 5. Location of electrical resistance prospecting points on the situational anf height map of the dump ground (P1, P2 – geoelectrical cross-sections)


Celem szacunkowego określenia odniesienia wartości rozstawu elektrod zasilających AB względem rzeczywistej głębokości w punkcie pomiarowym przyjęto współczynnik 0,2 do transformacji rozstawu elektrod na głębokość [4,7]. Przy takich założeniach skonstruowano mapy izoom pozio-mych dla każdego z zastosowanych rozstawów AB. Wybrane mapy przedstawione są na rysunku 6 (estymowane głębokości odniesienia powierzchni odwzorowania 1, 5, 12 i 22 m ppt).

Na mapach tych kolorem czerwonym wyróżniono ob-szary, w których wartość pozornej elektrycznej oporności właściwej przekraczała 500 omometrów i nazwano ogniskami pożarowymi. Kolorem jasnoniebieskim wyróżniono obszary, w których wartości pozornej elektrycznej oporności właściwej oporności zmieniały się w przedziale 200÷500 omometrów. Kolorem ciemnoniebieskim wyróżniono obszary, w których wartości pozornej elektrycznej oporności właściwej były niższe od 200 omometrów.

Obrazy rozkładu oporu elektrycznego na różnych głę-bokościach wskazują, że zasięg występowania gruntów o podwyższonych wartościach oporu w obrębie hałdy maleje z głębokością. Usytuowanie oraz kształt rejonów o podwyż-szonym oporze ulega zmianie w przekrojach poziomych hałdy. Największą powierzchnię wyróżnionych wg wyżej opisanych kryteriów rejonów anomalnych zaobserwowano na mapach odpowiadających głębokościom 0,6, 0,8 i 1,04 m. Obrazują one rozkłady oporu elektrycznego w przypowierzchniowej partii hałdy zbudowanej z glin użytych do rekultywacji i zwietrzelin gruntu odpadowego.

5. Struktura zwałowiska w przekrojach pionowych oporu elektrycznego

Celem określenia budowy strukturalnej zwałowiska w jego przekrojach pionowych krzywe sondowań poddano interpretacji ilościowej wykorzystując specjalistyczny pro-gram komputerowy do inwersji 1D. W tym celu do programu wprowadzono zbiór danych pomiarowych obejmujących współrzędne punktów pomiarowych x, y, z oraz parametry krzywych (wartości oporu elektrycznego i rozstawy elektrod). Wysokości powierzchni w punktach wykonanych pomiarów określono z mapy sytuacyjno-wysokościowej.

Pomimo w zasadzie prostej budowy geoelektrycznej terenu zwałowiska, opisanej przez ośrodek składający się z dwóch warstw (odpadów i gruntów podłoża rodzimego) lub trzech warstw (grunt odpadowy zapożarowany, grunt odpado-wy nie zapożarowany, grunt podłoża) typy zarejestrowanych krzywych w poszczególnych punktach pomiaru znacznie się różnią. Typy krzywych określają relacje pomiędzy wartościa-mi oporu elektrycznego następujących po sobie warstw przy przyjęciu modelu wielowarstwowego i płasko-równoległego ośrodka w punkcie sondowania. W badanym zwałowisku wpływ litologii warstw gruntowych na opór elektryczny okazał się znacznie mniejszy aniżeli wpływ temperatury. Zmienia ona całkowicie relacje opornościowe, jakie byłyby obserwowane w zwałowisku nie zapożarowanym.

Z powyżej opisanego powodu do interpretacji zareje-strowanych na terenie zwałowiska krzywych sondowań nie można przyjąć jednego modelu warstwowego. Analiza kształtu krzywych pozwala na przyjmowanie trzech, znacz-nie różniących się pomiędzy sobą modeli geoelektrycznych podłoża. Typowe krzywe PSE oraz modele ich interpretacji, są przedstawione na rysunkach 7, 8 i 9). Pierwsza z nich (G4 – rys.7) usytuowana była w pobliżu północnej granicy zwałowiska, gdzie pod cienką warstwą odpadu (około 1 m) zalegają osady czwartorzędowe (grunty rodzime).

Druga z przedstawionych krzywych (G2 – rys. 8) usy-tuowana była w obszarze najbardziej czynnym termicznie,

położonym w północno-wschodniej części zwałowiska. Obszar ten charakteryzował się też największą powierzchnią. Wysoka temperatura gruntu odpadowego spowodowała w tym rejonie całkowity zanik roślinności. W punkcie G2 zareje-strowano najwyższą wartość pozornego oporu elektrycznego na początkowych punktach sondowania (AB/2=1,5;2,0, 2,6 m). Wartości pozornego elektrycznego oporu właściwego są na tej krzywej relatywnie wysokie również na pozostałych rozstawach. Pozwoliło to ocenić, że hałda w tym miejscu jest zapożarowana na co najmniej dwóch poziomach głęboko-ściowych (przy powierzchni i na głębokości kilku metrów). Zaobserwowane w głębszych partiach zwałowiska wysokie wartości oporu elektrycznego, mogą również interpretowane w ten sposób, że w tych rejonach zalega materiał przepalony a procesy termiczne mają tu charakter schyłkowy. Podwyższenie wartości oporu jest charakterystyczne dla zakresu temperatur z zakresu 20°÷ 60° (początek krzywej z rysunku 1).

Trzecia z przedstawionych krzywych (G6 – rys. 9) zo-stała zarejestrowana w tym samym anomalnym obszarze, co krzywa G2. Obserwuje się na niej jednostajny wzrost oporu wraz ze wzrostem rozstawu elektrod AB. Interpretowana z krzywej PSE wartość rzeczywistego elektrycznego oporu właściwego warstwy położonej w dolnej partii zwałowiska wynosi około 8000 omometrów. Pozwoliło to ocenić, że odpady budujące hałdę są zapożarowane lub uległy przepa-leniu na wielu głębokościach (w całym przekroju pionowym zwałowiska).

Celem zobrazowania rozkładów oporu elektrycznego w przekrojach pionowych hałdy na podstawie danych z inwer-sji krzywych PSE opracowano przekroje izoom pionowych w ciągach sondowań. Zostały one wygenerowane z tzw. wygładzonych modeli krzywych sondowań (dla interwałów podziału krzywych na segmenty do inwersji). W obszarze wykonanych pomiarów wyznaczono 10 linii przekrojowych oznaczonych symbolami od P1 do P10. Przekroje izoom P1 i P2 wraz z krzywymi PSE uwidocznione są na rysunku 10 i 11 (tzw. układ Kasperkiego).

Wartości oporu w przekrojach przedstawiono w skali barwnej w której najniższym wartościom oporu odpowiada kolor niebieski a najwyższym kolor czerwony. Duży prze-dział zmienności wartości oporu w liniach przekrojowych powoduje, że nawet niewielkie zmiany odcienia barw w od-wzorowaniach są istotne dla charakterystyki zapożarowania zwałowiska.

Podkreślenia wymaga fakt, iż interpretowane z krzywych, wartości rzeczywistego oporu elektrycznego zapożarowanych gruntów odpadowych (opory elektryczne warstw w przyjętych modelach) nie różnią się znacznie od wartości pozornego oporu elektrycznego (opory elektryczne wprost z danych pomiarowych).

Analiza przekrojów P1 i P2 pozwala ocenić, że w bada-nym obszarze nie występują izolowane ogniska pożarowe. Poszczególne rejony zapożarowania połączone są ze sobą sys-temami szczelinowymi widocznymi w odwzorowaniach oporu elektrycznego. Jedynym przekrojem w linii, gdzie istnieje pewne prawdopodobieństwo, że odpady nie są zapożarowane to profil P10 (północna część zwałowiska). Ale nawet w tym miejscu wartości oporu elektrycznego podłoża wydają się być za wysokie jak dla utworów karbonu. Jest prawdopodobnym, że w miejscu tym pod warstwą gruntu odpadowego zalega warstwa rodzimych gruntów czwartorzędowych wykształco-nych w postaci zawodnionych piasków. Sugerowałby to zasięg dawnej glinianki widoczny na archiwalnej mapie sytuacyjno--wysokościowej (rys. 2).

Analiza wyników badań elektrooporowych wskazuje, że w okresie wykonywania pomiarów najsilniej zapożarowane rejony zlokalizowane były w okolicy punktów sondowań


Rys.7. Syntetyczna i pomiarowa krzywa PSE w punkcie G4 –a). Model warstwowy i wy-gładzony dla niezapożarowanego odpadu w północnej części obszaru badań –b). Od głębokości ok. 1 m najprawdopodobniej zalegają grunty rodzime

Fig. 7. Synthetic and measuring PSE curve at the point G4 (left part). Laminar and smo-othened model for waste not affected by fire in the northern part of the investigation area (right part). From the depth of about 1 m most probably subsoils occur

Rys. 8. Syntetyczna i pomiarowa krzywa PSE w punkcie G2 –a). Model warstwowy i wygła-dzony dla zapożarowanego na dwóch głębokościach odpadu w północnej części obsza-ru badań –b)

Fig. 8. Synthetic and measuring PSE curve at the point G2 (left part). Laminar and smooth- ened model for waste not affected by fire in the northern part of the investigation area (right part)


Rys. 9. Syntetyczna i pomiarowa krzywa PSE w punkcie G6 –a). Model warstwowy i wy-gładzony dla zapożarowanego na wielu poziomach głębokości odpadu w północnej części obszaru badań –b)

Fig. 9. Synthetic and measuring PSE curve at the point G6 (left part). Laminar and smo-othened model for waste fire-affected on many depth levels in the northern part of the investigation area (right part)

Rys. 10. Krzywe PSE (górna część) i rozkład oporu elektycznego (dolna część) w linii profi-lu P1. Linią przerywaną zaznaczono przypuszczalne położenie gruntu rodzimego (dna składowiska)

Fig. 10. PSE curves (upper part) and electrical resistance distribution (lower part) in the profile P1 line. With a broken line the probable position of subsoil ground (bottom of the dump) was marked


Rys. 11. Krzywe PSE (górna część) i rozkład oporu elektycznego (dolna część) w linii profilu P2. Linią przerywaną zaznaczono przypuszczalne położenie gruntu rodzimego (dna składowiska)

Fig. 11. PSE curves (upper part) and electrical resistance distribution (lower part) in the profile 2 line. With a broken line the probable position of subsoil ground (bottom of dump) was marked

G7,G6 i G2 (centralna część przekroju P1 – rejon 1) oraz punktów G15,G16 i G17 (centralna i wschodnia część prze-kroju P2 – rejon 2). Pod względem strukturalno-termicznym rejony te bardzo się różnią.

Rejon 1 – to układ warstw, gdzie palący się węgiel lub przepalony odpad znajduje się na kilku głębokościach prak-tycznie od spągu zwałowiska. Tlen potrzebny do zasilania procesu spalania najprawdopodobniej dostarczany był w miarę przepalania się odpadów lub pochodzi z wody dopływającej do ogniska od strony północnej i być może częściowo z po-wietrza migrującego od strony skarpy południowej (sugerują to przekroje izoom). Gazy pochodzące ze spalania węgla wydalane są szczelinami tworzącymi się bezpośrednio nad ogniskiem pożaru.

Rejon 2 – to przykład klasycznego zapożarowania hałdy powęglowej. Rozwija się ono początkowo poziomo od skarpy zewnętrznej zwałowiska i dalej przechodzi do korpusu zwa-łowiska. Tlen dostarczany jest z powietrza migrującego od skarpy do korpusu zwałowiska. Gazy pochodzące ze spalania węgla wydalane są szczelinami tworzącymi się w pewnej odległości poziomej od ogniska pożaru. W badanej hałdzie był to obszar w pobliżu górnej krawędzi skarpy zwałowiska (przedział wartości oporu elektrycznego wyróżniony kolorem zielonym na rysunku 11).

Potwierdzeniem interpretacji danych elektrooporowych są wyniki pomiarów temperatury i gazów emitowanych ze zwałowiska wykonane w płytkich i głębokich otworach wiertniczych [11]. Wykazały one, że temperatura wewnątrz hałdy zmienia się w szerokich granicach i wykazuje oscylacje. Temperatury powierzchni rejonu 1 oscylowały w przedziale 21 ÷ 35 oC. Wewnątrz hałdy zaobserwowano wysoką zawartość CO2 i prawie we wszystkich punktach zaobserwowano wystę-powanie CO. Najwyższą temperaturę wnętrza zaobserwowano w centralnej części rejonu 1. Temperatury wnętrza zawierały się w przedziale 44÷108 oC. Temperatury powierzchni w re-jonie 2 oscylowały w dniu pomiaru w przedziale 13÷27 oC. Temperatury wnętrza wynosiły od 27 do 175 oC. W atmosferze

wnętrza hałdy rejonu 2 stwierdzono wysokie zawartości CO2 i obecność CO. Najwyższe temperatury obserwowano w rejonie górnej krawędzi skarpy południowej.

6. Podsumowanie

Wyniki doświadczalnych badań wykonanych na hałdzie w Rudzie Śląskiej wskazują na duże możliwości aplikacyjne metod elektrooporowych i konduktometrycznych w obrazo-waniu stanu termicznego zwałowisk odpadów wydobywczych z górnictwa węgla kamiennego. Potwierdzają one silną zależ-ność elektrycznego oporu właściwego (i przewodności wła-ściwej) gruntów odpadowych od temperatury. Doskonalenie metodyki prowadzenia pomiarów oraz analizy i interpretacji wyników będzie przedmiotem dalszych badań.

Wydaje się, że metody elektrooporowe i konduktome-tryczne mogą również znaleźć zastosowanie w szacowaniu zasobów „złóż” przepalonych odpadów powęglowych, zale-gających na hałdach, gdyż przepalony łupek przywęglowy jest obecnie poszukiwanym surowcem do produkcji wysoko jakościowych kruszyw. Zatem przestrzenne oszacowanie ilości przepalonych odpadów (bez konieczności wykonywa-nia odwiertów lub wkopów) może być istotnym elementem określenia opłacalności rozbiórki hałdy i wydobywania z niej tego surowca. Należy również dodać, że zastosowanie tego rodzaju metod w określaniu struktury zwałowisk nie prowadzi (w przeciwieństwie do odwiertów czy ukopów) do naruszenia ich bryły, a tym samym do napowietrzania nasypów. Jest to niewątpliwie czynnik zmniejszający ryzyko samozapłonu hałdy.

Analiza przedstawionych w artykule wyników badań me-todą sondowań elektrooporowych wskazuje, że zwałowisko w Rudzie Śląskiej jest zapożarowane w całej swej masie. Węgiel zawarty w odpadach pali się (bądź palił w przeszłości) na różnych głębokościach. Rejony, w których pali się substan-cja węglowa, są połączone ze sobą szczelinami powstałymi


w masie odpadów pod wpływem naprężeń termicznych i jako efekt ubytku masy. Prawie we wszystkich punktach wykonanych pomiarów opór elektryczny odpadów okazał się anomalnie zawyżony.

Interpretacja przekrojów geofizycznych hałdy pozwoliła na określenie dwóch hipotetycznych mechanizmów rozwoju procesu spalania się węgla w masie zwałowiska zaobserwo-wanych w rejonach 1 i 2. Rejon 1 usytuowany jest w rejonie skarpy zwałowiska od strony południowej. Jest klasycznym modelem obszaru, w którym najczęściej następuje samozapłon węgla zalegającego w zwałowisku powęglowym (od skarp poziomo do korpusu zwałowiska). Potrzebny od spalania węgla tlen dostarczany jest powietrzem atmosferycznym. Rejon 2 jest usytuowany w części środkowej zwałowiska. Obrazy uzyskane z interpretacji ilościowej sondowań wska-zują, że w obrazie strukturalnym trudno wskazać tutaj ognisko aktualnego pożaru. Węgiel pali się na wielu głębokościach (od 1÷20 m ) przypominając obraz wielorusztowej komory spalania. Jest ona zasilana w tlen pochodzący z wody oraz powietrza dopływającego od strony skarpy południowej systemem szczelinowym. Miejsce to najprawdopodobniej odpowiada najgłębszej części dawnego wyrobiska gliny, które zasypano odpadami.

Praca wykonana w ramach projektu POiG 1.3 pt. System zarządzania likwidacją emisji CO ze zwałowisk odpadów powęglowych

Literatura

1. Gogola K i inni.: Sprawozdanie z realizacji projektu UDA-POIG. 01.03.01-24-029/08-00 p.t. System zarządzania likwidacją emisji CO ze zwałowisk odpadów powęglowych. Koncepcja organizacji poligonu badawczego dla testowania innowacyjnych technologii gaśniczo – pre-wencyjnych na terenie zwałowiska odpadów powęglowych w rejonie ul. Bukowej w Rudzie Śl. Dokumentacja pracy SI GIG. Katowice, 2010 [praca niepublik].

2. Grądziel M.: Sprawozdanie z realizacji projektu UDA-POIG. 01.03.01-24-029/08-00 p.t. System zarządzania likwidacją emisji CO ze zwało-wisk odpadów powęglowych. Rozpoznanie termiczne obiektów przy użyciu satelitarnych i lotniczych zdjęć termowizyjnych Dokumentacja pracy SI GIG. Katowice, 2010 [praca niepublik].

3. Grądziel i inni.: Sprawozdanie z realizacji projektu UDA-POIG. 01.03.01-24-029/08-00 p.t. System zarządzania likwidacją emisji CO ze zwałowisk odpadów powęglowych. Metodyka pomiarów wgłębnych stanu termicznego obiektów formowanych z odpadów powęglowych. Dokumentacja pracy SI GIG. Katowice, 2010 [praca niepublik].

4. Kotyrba A i inni.: Sprawozdanie z realizacji projektu UDA-POIG. 01.03.01-24-029/08-00 p.t. System zarządzania likwidacją emisji CO ze zwałowisk odpadów powęglowych. – Rozpoznanie struktury i wła-sności składowiska odpadów powęglowych w Rudzie Śląskiej przy ul. Bukowej metodą sondowań elektrooporowych. Dokumentacja pracy BR GIG. Katowice, 2010 [praca niepublik].

5. Kotyrba A., Zakolski R.: Zależność oporności elektrycznej węgla od temperatury w świetle badań laboratoryjnych. Mat. III Konf. N.T. nt. Geofizyka w Geologii i Górnictwie. Wyd. AGH. 1996.

6. Kotyrba A.: Przewodnictwo elektryczne a zdolność do samozagrzewania się węgli kamiennych. Archiwum Górnictwa 44, 3. 1999 (435-447)

7. Kotyrba A., Kortas Ł., Siwek S.: Obrazowanie ognisk pożarów w skła-dowiskach odpadów z produkcji węgla metodą sondowań elektroopo-rowych. Poster. II Konferencja nt. Geologia, hydrogeologia i geofizyka w rozwiązywaniu problemów górnictwa i energetyki. UŚl. Sosnowiec 4-7 Październik, 2009.

8. Landolt-Börnstein: Zahlwerte und Funktionen aus Naturwissenschaften und Technik. Band 1. Physikalische Eigenschaften der gesteine Teil band a,b. Herausgeber G.Angenheister. Springer Verlag. Berlin, Heidelberg, New York, 1982.

9. Plewa M., Plewa S.: Petrofizyka. WG. Warszawa. 1992.10. Plewa S.: Wyniki badań petrofizycznych własności skał. Pr. Geol.Kom.

Nauk Geol. PAN, 105. 1977.11. Marchewka Ł.: Wykonanie odwiertów w materiale hałdowym na wy-

typowanych obiektach zwałowych wraz z zabezpieczeniem odwiertów. Dokumentacja P.H.U. „PROGEO”. Katowice. 2010 [praca niepublik].

12. Projekt prac budowlanych dla zadania p.t „Zwałowanie, rekultywacja i zagospodarowanie zwałowiska w wyrobisku Cegielni Bielszowice”. POLTEGOR. Wrocław, 1990 [praca niepublik].


*) Politechnika Śląska, Gliwice. **) KWK „Jastrzębie” (do 2010 KWK „Budryk”)

UKD:622.333(438-13): 656.5: 622.273.217-026.67: 666.963-026.56

Transport grawitacyjny konstrukcyjnych spoiw mineralnych z powierzchni do podziemnych wyrobisk górniczych

Gravitational transport of constructional mineral binding agents from the surface to underground mine workings

Treść: W artykule przedstawiono nietypowy w polskim górnictwie węglowym przykład transportu (hydraulicznego) grawitacyjnego konstrukcyjnych spoiw mineralnych z powierzchni kopalni do miejsca wykonania tam izolacyjno-oporowych Ti-137 i Ti-138 w upadowych Iz i Iw pokładu 338/2 na poz.700 m w kopalni „Budryk”. Przedstawiono właściwości fizyko-mechaniczne wybra-nych spoiw mineralnych popiołowo-cementowych uwzględniając sposób ich przygotowania na powierzchni i transportu siecią istniejących rurociągów podsadzkowych do podziemnych wyrobisk górniczych.

Abstract: The article presents the non-typical in the Polish mining industry example of the gravitational (hydraulic) transport of construc-tional mineral binding agents from the mine surface to the site of performance of isolation-resisting Ti-137 and Ti-138 dams in the Iz and Iw inclines of the seam 338/2 on the level 700 m at the ”Budryk” colliery. The physico-mechanical properties of selected mineral ash-cement binding agents are presented, taking into consideration the method of their preparation on the surface and transport using the network of existing stowing pipelines to underground mine workings.

Słowa kluczowe: rurociągi podsadzkowe, kopalnie podziemne, podsadzka, spoiwa mineralne, transport grawitacyjnyKey words: stowing pipelines, underground mines, stowing, mineral binding agents, gravitational transport

Dr inż. Marian Madaj*) Dr inż. Wojciech Klimas*) Zygfryd Jaksa**)

1. Wprowadzenie

Spoiwa mineralne (mineralne materiały wiążące) znaj-dują od wielu lat szerokie zastosowanie w budownictwie podziemnym. Najczęściej stosowane są do wykonywania: ochronnych pasów podporowych wzdłuż chodników przyścia-nowych ścian zawałowych, pasów izolacyjnych, powiązania obudowy z górotworem, torkretu, tam, korków izolacyjnych i przeciwwybuchowych, doszczelniania górotworu itp. Wybór rodzaju stosowanego spoiwa zależy od jego właściwości i przeznaczenia (konstrukcyjne, wypełniające), sposobu jego transportu do miejsca stosowania oraz warunków środowi-skowych (powietrzno-suche, powietrzno-wilgotne, wodne).

Zakres robót wykonywanych w budownictwie podziemnym z udziałem spoiw mineralnych zależy od lokalnych warun-ków geologiczno-górniczych oraz możliwości technicznych i ekonomicznych kopalni.

O właściwościach fizyko-mechanicznych spoiw mine-ralnych (konsystencja, czasy wiązania, wytrzymałość na ściskanie) stosowanych w budownictwie podziemnym decy-duje w dużym stopniu sposób ich transportu z powierzchni kopalni do miejsca stosowania w podziemnych wyrobiskach górniczych. Przy wyborze systemu transportu spoiw mineral-nych należy uwzględniać aspekt ekonomiczny i techniczno--ruchowy (cena spoiwa, zakres wykonywanych robót, ilość i rodzaj stosowanych spoiw, wydajność urządzeń, odległość transportowanego spoiwa do miejsca stosowania, obciążenie dróg transportowych itp.). Wraz z zakresem robót i ilością stosowanych spoiw mineralnych zmieniał i udoskonalał się


sposób ich transportu z powierzchni kopalni do miejsca sto-sowania. Podstawowe systemy transportu spoiw mineralnych w kopalniach węgla kamiennego to pneumatyczny i hy-drauliczny. W niektórych kopalniach niemieckich stoso-wane są także systemy mieszane takie jak pneumatyczno--hydromechaniczny czy grawitacyjno-hydromechaniczny. W polskich kopalniach węgla kamiennego spoiwa mineralne w technologiach górniczych przemieszczane są głównie urzą-dzeniami transportu pneumatycznego i hydromechanicznego z poziomu wydobywczego (wyjątek ZG „Piekary”– trans-port pneumatyczny z powierzchni). Każdy z wymienionych systemów posiada określone zalety i wady. Od wielu lat w głębokich kopalniach niemieckich do transportu spoiw mineralnych w postaci zaczynu spoiwowego z powierzchni do podziemnych wyrobisk górniczych stosowany jest głównie transport hydrauliczny grawitacyjny. Idea transportu grawi-tacyjnego spoiw mineralnych polega na przygotowaniu na powierzchni kopalni zaczynu spoiwowego o takiej konsysten-cji, która umożliwi jego transport do podziemnych wyrobisk górniczych siecią rurociągów wysokociśnieniowych o śred-nicy 50 mm, wykorzystując tylko ciśnienie hydrostatyczne uzyskanie w szybie [1÷4]. Zaczyn spoiwowy transportowany jest grawitacyjnie do miejsca jego stosowania w podziemnych wyrobiskach górniczych lub do zbiornika zaczynu na danym poziomie, skąd dalej transportowany jest hydromechanicznie.

Pozioma odległość transportowanego zaczynu spoiwo-wego zależy przede wszystkim od uzyskanego ciśnienia hydrostatycznego wynikającego z głębokości szybu i gęstości zaczynu oraz wartość strat ciśnienia na odcinku poziomym instalacji transportowej (opory instalacji transportowej, kon-figuracja trasy).

Problemy techniczne związane z transportem hydraulicz-nym spoiw mineralnych z powierzchni kopalni można podzie-lić na materiałowe i transportowe (instalacyjne, urządzenio-we). Do problemów materiałowych należą: dobór rodzaju spo-iwa mineralnego, określenie wpływu domieszek chemicznych (plastyfikatory, upłynniacze), wskaźnika wodno-spoiwowego (w/s) na zmianę właściwości fizyko-mechanicznych (gęstość, rozlewność, czasy wiązania, wytrzymałość na ściskanie) zaczynu spoiwowego niezwiązanego jak i stwardniałego za-czynu spoiwowego. Istotne jest także określenie optymalnej i bezpiecznej granicy gęstości zaczynu spoiwowego mającej wpływ na własności reologiczne zaczynu spoiwowego.

Badania laboratoryjne wykazały, że zachodzi ścisła za-leżność pomiędzy: składem chemicznym spoiwa, rodzajem i ilością stosowanych domieszek chemicznych, wskaźnikiem wodno-spoiwowym (w/s), gęstością, rozlewnością zaczynów spoiwowych a wytrzymałością na ściskanie stwardniałych zaczynów spoiwowych posiadających w pełni uformowaną strukturę i właściwości [5, 6]. Do problemów transportowych (instalacja, urządzenia do wytwarzania zaczynu spoiwowego) należą: zapewnienie odpowiedniej wydajności instalacji, obliczenie bezpiecznej odległości transportowanego zaczynu spoiwowego na podstawie konfiguracji trasy i strat (oporów) w instalacji, rodzaju stosowanych rurociągów wysokociśnie-niowych, sposobu ich łączenia, sposobu dozowania modyfika-torów chemicznych na powierzchni kopalni i na końcu insta-lacji transportowej, sposobu płukania i czyszczenia rurociągu transportowego, miejsca gromadzenia wody po płukaniu ruro-ciągu, zaplanowania czynności w przypadku awarii rurociągu itp. Problem techniczny nowoczesnych instalacji wytwarzania zaczynów spoiwowych na powierzchni kopalni o określonych (zakładanych) właściwościach fizycznych polega na koniecz-ności stosowania mieszalników z takimi systemami dozują-co-wagowymi, w których jest ciągła kontrola ich gęstości, a w razie konieczności możliwość korygowania składu za-czynu.

Tradycyjne instalacje podsadzkowe istniejące na po-wierzchni polskich kopalń służące do wytwarzania mieszanin podsadzkowych o charakterze wypełniającym nie są przygoto-wane i wykorzystywane do wytwarzania i transportu do pod-ziemnych wyrobisk zaczynów spoiwowych konstrukcyjnych charakteryzujących się wysoką końcową wytrzymałością na ściskanie.

Ze względu na brak możliwości wykonania tam izola-cyjno-oporowych Ti-137 i Ti-138 z mineralnego materiału wiążącego (betonu, spoiwa górniczego) przygotowanego w sposób tradycyjny na dole kopalni (brak środków transportu, brak energii elektrycznej w tych wyrobiskach), zaproponowa-no wykorzystanie instalacji podsadzkowej do przygotowania konstrukcyjnego zaczynu spoiwowego o odpowiedniej recep-turze oraz jego transport do wybranych wyrobisk dołowych siecią istniejących rurociągów instalacji podsadzkowej w celu wykonania w/w tam.

Przy wykonywaniu próbek do badań wytrzymałościowych w laboratorium uczelnianym uwzględniono możliwości techniczne wytwarzania zaczynu spoiwowego w istniejącej instalacji kopalni „Budryk” (sposób dozowania składników, gęstość zaczynu spoiwowego).

W artykule przedstawiono wyniki badań laboratoryj-nych gęstości, rozlewności oraz wytrzymałości na ściskanie zaczynów spoiwowych na bazie cementu portlandzkiego CEM 42,5R, popiołów lotnych z Elektrowni „Opole” S.A. i Elektrociepłowni „Żerań” Vattenfall Heat Poland S.A.

Na podstawie analizy wyników badań laboratoryjnych zaczynów spoiwowych o zmiennym składzie materiałowym, wybrano receptury zaczynów spoiwowych o założonej wy-trzymałości na ściskanie Rc28, uwzględniając możliwości wy-twarzania i ich transportu instalacją podsadzkową do miejsca wykonywania tam izolacyjno oporowych Ti-137 i Ti-138 w pokładzie 338/2 na poz.700 m kopalni „Budryk”.

2. Tamy izolacyjno oporowe Ti-137 i Ti-138

W związku z koniecznością likwidacji wyrobisk w po-kładzie 338/2 na poziomie 700 m, poprzez wypełnienie upadowych Iz i Iw mieszaniną podsadzkową o składzie: popiół lotny, odpady poflotacyjne i słone wody dołowe, zaplanowano ich zamknięcie tamami izolacyjno-oporowymi Ti-137 i Ti-138 z konstrukcyjnych spoiw mineralnych. Tamy odcinające nieczynne i podsadzone wyrobiska w pokładzie 338/2 na poz. 700 m zapewniały dalsze bezpieczne funkcjonowanie szybu I kopalni „Budryk”.

Ze strony kopalni zaproponowano, aby konstrukcyjny materiał wiążący do wykonania tam:– zawierał popiół lotny z Elektrowni „Opole” S.A. lub po-

piół lotny z produktami odsiarczania spalin węglowych z Elektrociepłowni „Żerań” Vattenfall Heat Poland S.A.,

– był wytwarzany na powierzchni w instalacji podsadzkowej i transportowany grawitacyjnie siecią istniejących rurocią-gów podsadzkowych z powierzchni do miejsca wykonania tam w upadowych Iz i Iw,

– charakteryzował się wytrzymałością na ściskanie około 12 MPa (zgodnie z projektem konstrukcyjnym tam). Tamy Ti-137 i Ti-138 zaprojektowano jako tamy drewnia-

ne o konstrukcji przeciwwybuchowej, obustronnie oryglowa-ne i wypełnione materiałem wiążącym o wytrzymałości na ściskanie około 12 MPa. W celu dodatkowego wzmocnienia konstrukcji tam, a zwłaszcza powiązania tamy z górotwo-rem zalecono wykonanie w obrębie pola każdej z tam na jej obwodzie wieniec z kotew zagłębionych na około 1,0 m w górotwór i wystających również na około 1,0 m w obręb pola tamy. Schemat konstrukcji tam przedstawiono na rysunku 1


[7]. Wypełnianie tam materiałem wiążącym następowało stopniowo, zgodnie z przyjętym harmonogramem.

Obliczono, że maksymalna wysokość słupa mieszaniny podsadzkowej doszczelniającej w upadowych wynosić będzie odpowiednio:– dla upadowej Iz: L = 98 m z ilością około 1540 m3

mieszaniny doszczelniającej,– dla upadowej Iw: L = 93 m z ilością około 1520 m3

mieszaniny doszczelniającej.W związku z powyższym do obliczeń przyjęto, że maksy-

malna końcowa wysokość słupa mieszaniny doszczelniającej (częściowo już związanej) wynosić będzie L = 100 m, a napór mieszaniny na tamy wynosić będzie około P = 1,5 MPa.

3. Instalacja podsadzkowa

Instalacja podsadzkowa w kopalni „Budryk” wyposażona w odpowiednie urządzenia dozujące i kontrolne pozwala na wytwarzanie konstrukcyjnego zaczynu spoiwowego o po-wtarzalnych właściwościach fizycznych. Mieszanina popiołu lotnego i wody kopalnianej wytwarzana była w mieszalniku instalacji podsadzkowej i i po uzyskaniu założonej gęstości przesyłana rurociągiem 150 mm w kierunku instalacji dozowania cementu (dodatków). W tym miejscu przekrój rurociągu zmienia się i wynosi 225 mm. Z instalacji do-zowania cementu, gotowy zaczyn spoiwowy transportowany był szybem i wyrobiskami podziemnymi do upadowych Iz i Iw w pokładzie 338/2 na poz. 700 m, czyli do miejsca wyko-nywania tam izolacyjno-oporowych. Schemat trasy instalacji transportowej przedstawia rysunek 2.

4. Materiał wiążący

Przy ustalaniu receptur zaczynów popiołowo-cementowych wykorzystano doświadczenia i wyniki wieloletnich badań la-boratoryjnych w zakresie mineralnych materiałów wiążących prowadzonych przez Zespół Materiałoznawstwa Górniczego Katedry Geomechaniki, Budownictwa Podziemnego i Zarządzania Ochroną Powierzchni, Wydziału Górnictwa i Geologii Politechniki Śląskiej w Gliwicach [1÷6].

Badania laboratoryjne obejmowały opracowanie receptur zaczynów spoiwowych popiołowo-cementowych do budowy tam izolacyjno oporowych Ti-137 i Ti-138 z uwzględnie-niem sugestii przedstawicieli kopalni „Budryk” odnośnie do stosowania określonego rodzaju popiołu lotnego oraz wody kopalnianej jako wody zarobowej.

Próbki do badań laboratoryjnych wykonywano na bazie następujących składników [8, 9]:– A popiół lotny z Elektrowni „Opole” S.A. kod 100102,– B popiół lotny z produktami odsiarczania spalin węglo-

wych z Elektrociepłowni „Żerań” Vattenfall Heat Poland S.A. 100182,

– C cement portlandzki CEM I 42,5R pochodzący z Zakładów Cementowo-Wapienniczych „Górażdże” S.A.,

– w woda kopalniana, jako woda zarobowa.

4.1. Popioły lotne

Skład chemiczny popiołów lotnych z Elektrowni „Opole” SA o kodzie 100102 oraz z Elektrociepłowni „Żerań” Vattenfall Heat Poland SA (spalanie fluidalne) o kodzie 100182, przedstawia tablica 1 [8, 9].

Rys. 1. Schemat konstrukcji tam Ti-137 i Ti-138 [7]Fig. 1. Scheme of construction of Ti-137 and Ti-138 dams [7]

Rys. 2. Schemat trasy transportowej konstrukcyjnego spoiwa popiołowo-cementowego instalacją podsadzkową z po-wierzchni do upadowych Iz i Iw w pokładzie 338/2 na poz. 700 m w kopalni „Budryk”

Fig. 2. Scheme of the transport route of the constructional ash--cement binding agent using the stowing installations from the surface to the Iz and Iw inclines in the seam 338/2 on the level 700 m at the „Budryk” colliery

4.2. Woda zarobowa

Woda zarobowa jest składnikiem aktywizującym materiały wiążące na bazie spoiw mineralnych, które ulegają w procesie wiązania i twardnienia całkowitej przebudowie chemicznej. Woda występuje, jako czynnik zwilżający, decyduje o istot-nym czynniku, jakim jest konsystencja zaczynu, jest również składnikiem uwodnionych faz krystalicznych powstałych w wyniku wiązania spoiw. Do badań laboratoryjnych sto-sowano wodę kopalnianą jako wodę zarobową a jej skład chemiczny przedstawia tablica 2.

5. Badania laboratoryjne

Badania laboratoryjne miały na celu dobór ilościowy i jakościowy składników spoiw konstrukcyjnych popiołowo-


-cementowych transportowanych grawitacyjnie z powierzchni w postaci zaczynu spoiwowego.

Kryteriami wyboru optymalnego składu zaczynu spo-iwowego była rozlewność gwarantująca jego bezawaryjny transport instalacją podsadzkową z powierzchni do wybranych wyrobisk górniczych, a stwardniałego zaczynu spoiwowego przechowywanego w warunkach powietrzno-wilgotnych wytrzymałość na ściskanie Rc28 określona w projekcie tech-nicznym tam. Ważnym kryterium ekonomicznym były także koszty materiałowe (koszt 1 tony spoiwa).

Jedynym możliwym kontrolnym parametrem kopalnianej instalacji podsadzkowej, który gwarantował powtarzalność właściwości fizyko-mechanicznych wytwarzanego zaczynu spoiwowego była jego gęstość określana gęstościomierzem mieszalnika w instalacji podsadzkowej. W związku z tym, naj-

pierw należało ustalić zgodność wyników gęstości mieszaniny podsadzkowej odczytywanej z gęstościomierza mieszalnika instalacji podsadzkowej z gęstością tej samej mieszaniny podsadzkowej określaną w laboratorium uczelnianym.

Badania laboratoryjne podzielona na 2 etapy. Pierwszy etap obejmował oznaczanie gęstości i rozlewności ówcześnie wytwarzanej mieszaniny podsadzkowej.

Próbki ówcześnie wytwarzanych mieszanin podsadzko-wych pobierano w różnych przedziałach czasowych, przez okres 4 tygodni, w miejscu ich aplikacji na dole kopalni i dostarczano do laboratorium uczelnianego natychmiast po wywiezieniu na powierzchnię gdzie oznaczano ich rozlewność i gęstość. Badania laboratoryjne wykazały niewielkie różni-ce oznaczanych gęstości. Wyniki rozlewności oraz gęstości mieszanin podsadzkowych odczytanych z gęstościomierza

Tablica 1. Analiza składu chemicznego popiołu lotnego z węgla z Elektrowni „Opole” S. A. – kod 100102 i z Elektrociepłowni „Żerań” Vatenfall Heat Poland S.A. – kod 100182

Table 1. Analysis of the chemical composition of fly ash from coal from the ”Opole” Power Plant – code 100102 and from the ”Żerań” Heat and Power Generation Plant, Vattenfall Heat Poland S.A. – code 100182

Ozn

acze

nia

Elektrownia „Opole” S.A.kod 100102

Elektrociepłownia „Żerań” Vattenfall Heat Poland S.A. kod 100182

zawartość poprzepaleniu w 815 oC

zawartość po przeliczeniu

na stan wyjściowy

zawartość poprzepaleniu w

815 oC

zawartość po przeliczeniu

na stan wyjściowy% wag. % wag. % wag. % wag.

SiO2 56,45 55,08 40,54 31,54Al2O3 24,70 24,10 21,76 16,95Fe2O3 6,50 6,34 8,26 6,43CaO 3,08 3,01 11,59 9,02MgO 2,44 2,38 4,51 3,51Na2O 0,83 0,81 1,01 0,79K2O 3,09 3,02 2,12 1,65SO3 0,29 0,28 7,72 6,01TiO2 1,16 1,13 0,88 0,66P2O5 0,47 0,46 0,54 0,42BaO 0,21 0,20 0,27 0,21

Mn3O4 b.d. b.d. 0,10 0,08SrO 0,10 0,10 0,13 0,10

Straty prażenia - 2,42 - 22,20

Suma 99,32 99,33 99,43 99,57

b.d. – brak danych

Tablica 2. Analiza chemiczna i klasy ekspozycji wody dołowej używanej do wytwarzania mieszaniny podsadzkowej w kopalni „Budryk”

Table 2. Chemical analysis and exposure classes of underground water used for the generation of stowing mixture at the ”Budryk” colliery

Rod

zaj

agre

syw

nośc

i

Wsk

aźni

k

Jedn

ostk

a m

iary

Ilość

Kla

saek

spoz

ycji

Ilość

Kla

saek

spoz

ycji

Ilość

Kla

saEk

spoz

ycji

Ługująca * Tw mwal/dm3 78,54 - 3,20 - 61,39 -Kwasowa H+ pH 6,10 XA1 6,70 brak 7,4 brak

Węglanowa aCO2

mg/dm3

n.b. brak 22,4 XA1 n.b. -Magnezowa Mg2+ n.b. brak 686,5 XA1 n.b. -Amonowa NH4

+ n.b. brak 9,18 brak n.b. -Siarczanowa SO4

2- 1084 XA2 231 XA1 n.b. -Chlorki Cl- 23785 - 21580 - 24850 -

* twardość ogólna


instalacji podsadzkowej i oznaczonych w laboratorium przed-stawiono w tablicy 3.

Drugi etap badań laboratoryjnych miał na celu określenie receptur konstrukcyjnych mineralnych spoiw popiołowo cementowych, które spełniałyby jednocześnie warunek roz-lewności mieszanin podsadzkowych określony badaniami laboratoryjnymi (200 ÷ 250 mm) uzgodniony z przedsta-wicielami kopalni (tabl. 4) oraz warunek wytrzymałości na ściskanie wynoszący Rc28 = 12MPa, wynikający z projektu technicznego tam. Warunek rozlewności przyjęty został na podstawie wieloletnich praktycznych danych z kopalnianej instalacji podsadzkowej i wynikał z bezpiecznego, bezawaryj-nego transportu mieszanin podsadzkowych do podziemnych wyrobisk górniczych.

W celu oznaczania wytrzymałości Rc28 stwardniałych zaczynów spoiwowych wykonano próbki na bazie cementu i popiołu lotnego z Elektrowni „Opole” S.A. oraz cementu i popiołu lotnego z produktami odsiarczania spalin węglowych z Elektrociepłowni „Żerań” Vattenfall Heat Poland S.A., które przechowywano w warunkach powietrzno-wilgotnych.

Tablica 3. Rozlewności i gęstości mieszanin podsadzkowych z instalacji podsadzkowej kopalni „Budryk”

Table 3. Fluidities and densities of stowing mixtures from the stowing installation at the ”Budryk” colliery

Nr pobranejpróby

Gęstośćkopalniana

Gęstośćlaboratoryjna Rozlewność

Mg/m3 Mg/m3 mm

1,2 1,4171,411 2101,417 210-212

3,4 1,4621,473 1801,461 175

5,6 1,4601,465 1501,449 160

7 1,455 1,411 140

8,9 1,3301,304 3001,300 301

10, 11 1,320 1,262210210

12 1,360 1,369 170

13,141,340 1,308 2101,380 1,392 150

Tablica 4. Właściwości zaczynów spoiwowych na bazie popiołów lotnych z Elektrowni „Opole” S.A. (O) i z Elektrociepłowni „Żerań” Vattenfall Heat Poland S.A. (Z), cementu (C) oraz wody kopalnianej (w)

Table 4. Properties of binding agent grouts on the basis of fly ashes from the ”Opole” Power Plant (O) and from the ”Żerań” Heat and Power Generation Plant, Vattenfall Heat Poland S.A. (Z), cement (C) and mine water (w)

Oznaczeniei proporcje

Skład mieszaniny w/swoda/spoiwo

Gęstość Rozlewność Wytrzymałość na ściskanie Rc28

popiół cement Mg/m3 mm MPaO:C (10:1) 10,0 1 0,48 1,618 205 4,08O:C (5:1) 5,0 1 0,54 1,633 208 11,16

O:C (2,5:1) 2,5 1 0,64 1,646 209 17,79O:C (1,7:1) 1,7 1 0,75 1,654 215 20,63O:C (10:1) 10,0 1 0,60 1,527 250 2,24O:C (5:1) 5,0 1 0,65 1,568 253 7,54

O:C (2,5:1) 2,5 1 0,74 1,583 245 13,05O:C (1,7:1) 1,7 1 0,89 1,600 249 17,86Z:C (5:1) 5,0 1 1,70 1,360 211 0,97

Z:C (2,5:1) 2,5 1 1,78 1,410 210 3,02Z:C (5:1) 5,0 1 1,85 1,334 246 0,76

Z:C (2,5:1) 2,5 1 2,00 1,372 248 2,53

Próbki do oznaczania gęstości, rozlewności i wytrzymałości na ściskanie charakteryzowały się zmiennymi wzajemnymi proporcjami cementu, popiołu lotnego i wskaźnikiem woda/popiół.

Wyniki oznaczeń gęstości, rozlewności oraz wytrzyma-łości na ściskanie Rc28 badanych zaczynów spoiwowych na bazie stosowanych popiołów lotnych i cementu przedstawiono w tablicy 4 oraz na rysunkach 3 i 4.

Dodatkowo, po okresie 28 dni przechowywania próbek w warunkach powietrzno-wilgotnych, próbki przechowywano przez okres 360 dni w mieszaninie podsadzkowej, którą wy-pełniano upadowe Iz i Iw, w celu określenia wpływu odcieków wodnych z mieszanin podsadzkowych na wytrzymałość na ści-skanie stwardniałych zaczynów spoiw konstrukcyjnych (tabl. 6).

Najwyższe parametry wytrzymałościowe powyżej 12 MPa wykazały zaczyny spoiwowe na bazie popiołu lotnego z Elektrowni „Opole” S.A. przy stosunku do cementu 2,5 do 1 oraz 1,7 do 1 przy różnej rozlewności (zmienny wskaźnik w/s). Natomiast zaczyny spoiwowe na bazie cementu i po-piołu lotnego z produktami odsiarczania spalin węglowych z Elektrociepłowni „Żerań” Vattenfall Heat Poland S.A. wy-kazując niskie wytrzymałości, zostały wyłączone z dalszych badań.

Na podstawie analizy wyników badań laboratoryjnych oceniono przydatność stosowanych popiołów lotnych, jako składników zaczynów spoiw konstrukcyjnych popiołowo--cementowych transportowanych grawitacyjnie z powierzchni kopalni do wyrobisk podziemnych.

Oznaczanie właściwości fizyko-mechanicznych zaczynów spoiwowych transportowanych hydraulicznie grawitacyjnie z powierzchni wykonywano zgodnie z obowiązującymi nor-mami (PN-G-11011, PN-85/G-02320, PN-EN 196-1:2006).

Przedstawione w tablicy 5 wyniki wskazują, że próbki przechowywane w mieszaninie podsadzkowej którą wypeł-nione zostaną upadowe Iż i Iw, nie wpływają na obniżenie wytrzymałości na ściskanie na opracowywane receptury zaczynów spoiwowych z których wykonane będą tamy izo-lacyjno oporowe Ti-137 i Ti-138.

Na podstawie analizy wyników badań laboratoryjnych, do budowy tam izolacyjno-oporowych w warunkach kopalni „Budryk” dokonano wyboru i przekazano kopalni następu-jące receptury konstrukcyjnych spoiw na bazie ubocznych produktów spalania węgla kamiennego spełniające założone parametry reologiczne i wytrzymałościowe:


Rys. 4. Wpływ gęstości na wytrzymałość na ściskanie Rc mieszanin podsadzkowych na bazie cementu portlandzkiego CEMI425R i popiołu lotnego z węgla z Elektrowni „Opole” S.A.

Fig. 4. Influence of density on the compressive strength Rc of stowing mixtures on the basis of Portland cement and fly ash from coal from the ”Opole” Power Plant

Rys. 3. Wpływ rozlewności na zmianę wytrzymałości na ściskanie Rc28 zaczynów spoiwowych na bazie CEM I 42,5R i popiołu lotnego z Elektrowni „Opole” S.A.

Fig. 3. Influence of fluidity on the compressive strength Rc28 of binding agent grouts on the basis of CEM I 42.5R and fly ash from the ”Opole” Power Plant

I – 5 części popiołu lotnego z Elektrowni „Opole” S.A. (kod 100102),

– 1 część cementu portlandzkiego CEM I 42,5R, – wskaźnik wodno-popiołowy w/s=0,54, – właściwości: rozlewność 208 mm, gęstość 1,633 Mg/

m3, Rc28=11,16 MPa.

II – 2,5 części popiołu lotnego z Elektrowni „Opole” S.A. (kod 100102),


m3, Rc28=17,79 MPa.


Tablica 5. Wytrzymałość na ściskanie zaczynów spoiwowych na bazie popiołów lotnych z Elektrowni „Opole” S.A. (O), cementu (C) oraz wody kopalnianej (w)

Table 5. Compressive strength of binding agent grouts on the basis of fly ashes from the ”Opole” Power Pant (O), cement (C), and mine water (w)

OznaczenieSkład mieszaniny w/s

woda/spoiwoWytrzymałość na ściskanie [MPa]

popiół cement Rc28dni Rc360dni

O:C(10:1) 10,0 1 0,48 4,08

War

unki

prz

echo

wyw

ania

–

pow

ietrz

no- w

ilgot

ne

6,98

War

unki

prz

echo

wyw

ania

–

w m

iesz

anin

ie

pods

adzk

owej

O:C(5:1) 5,0 1 0,54 11,16 16,77O:C(2,5:1) 2,5 1 0,64 17,79 20,00O:C(1,7:1) 1,7 1 0,75 20,63 26,41O:C(10:1) 10,0 1 0,60 2,24 3,25O:C(5:1) 5,0 1 0,65 7,54 13,44

O:C(2,5:1) 2,5 1 0,74 13,05 20,63O:C(1,7:1) 1,7 1 0,89 17,86 26,46

III – 1,7 części popiołu lotnego z Elektrowni „Opole” S.A. (kod 100102).


m3, Rc28=20,63 MPa.

IV – 2,5 części popiołu lotnego z Elektrowni „Opole” S.A. (kod 100102).


m3, Rc28=13,05 MPa.

V – 1,7 części popiołu lotnego z Elektrowni „Opole” S.A. (kod 100102).


m3, Rc28=17,86 MPa.

W kopalni „Budryk”, mając na uwadze koszty materiało-we, wybrano recepturę konstrukcyjnego spoiwa mineralnego i zgodnie z założonym harmonogramem robót wykonano tamy izolacyjno-oporowe Ti-137 i Ti-138 w upadowych Iż i Iw w pokładzie 338/2 na poziomie700.

6. Podsumowanie

W wyniku badań laboratoryjnych określono receptury i właściwości materiałów wiążących na bazie popiołów lot-nych i cementu, które spełniały przyjęte własności reologiczne mieszanin podsadkowych a jednocześnie charakteryzowały się odpowiednimi wytrzymałościami Rc do wykonania tam izolacyjno-oporowych Ti-137 i Ti-138 w upadowych Iż i Iw w pokładzie 338/2 na poziomie 700 m w kopalni „Budryk”.

Wyniki badań laboratoryjnych wykazały przydatność popiołów lotnych z Elektrowni „Opole” S.A. (kod 100102) jako komponentu konstrukcyjnych mineralnych materiałów wiążących (spoiw górniczych) wytwarzanych w postaci zaczy-nów spoiwowych w instalacji podsadzkowej na powierzchni i transportowanych hydraulicznie grawitacyjnie do podziem-nych wyrobisk górniczych w kopalni „Budryk”.

Tamy Ti-137 i Ti-138 odcinające nieczynne i podsadzo-ne wyrobiska w pokładzie 338/2 na poz. 700 m stanowiły jednocześnie element profilaktyki pożarowej, metanowej i zapewniały dalsze bezpieczne funkcjonowanie szybu I kopalni „Budryk”.

Przy komponowaniu receptur materiałów wiążących uwzględniono również fakt, że tama izolacyjno-oporowa nara-żona będzie na agresywne oddziaływanie odcieków wodnych z mieszanin podsadzkowych.

W instalacji podsadzkowej kopalni „Budryk” wytworzono i przetransportowano na odległość około 3800 m około 900 m3 zaczynu spoiwowego o właściwościach fizyko-mecha-nicznych, uwzględniających charakter wykonywanych robót.

Tamy izolacyjno-oporowe Ti-137 i Ti-138 wykonane ze spoiwa mineralnego popiołowo-cementowego wytworzonego na powierzchni i transportowanego grawitacyjnie w postaci zaczynu na odległość około 3800 m z powierzchni kopalni do upadowych Iz i Iw w pokładzie 338/2 na poziomie 700 m w kopalni „Budryk”, potwierdziły nowe dotychczas niestoso-wane w polskich kopalniach węgla kamiennego możliwości transportowania konstrukcyjnych zaczynów spoiwowych z powierzchni kopalni do podziemnych wyrobisk górniczych.

Literatura

1. Jahn Ch., Madaj M.: Transport hydrauliczny górniczych spoiw mineral-nych z powierzchni kopalni. Międzynarodowa Konferencja VII Szkoła Geomechaniki, Gliwice-Ustroń 2005.

2. Madaj M.: Transport grawitacyjny spoiw mineralnych. Międzynarodowa Konferencja VIII Szkoła Geomechaniki, Gliwice-Ustroń 2006.

3. Jahn Ch., Madaj M., Klimas W.: Wybrane problemy technolo-giczne transportu grawitacyjnego mineralnych spoiw górniczych. Międzynarodowa Konferencja VIII Szkoła Geomechaniki, 16-19 października Gliwice-Ustroń 2007.

4. Jahn Ch., Madaj M., Klimas W.: Transport hydromechaniczny mi-neralnych materiałów wiążących w technol ogiach górniczych. Międzynarodowa Konferencja Naukowo-Techniczna Ochrona Środowiska w Górnictwie Podziemnym i Odkrywkowym 25 maja Gliwice 2008.

5. Madaj M., Klimas W.: Wpływ transportu hydraulicznego na zmianę wła-sności górniczych spoiw mineralnych. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej Górnictwo z.274 Gliwice 2006.

6. Madaj M., Klimas W.: Wpływ współczynnika w/s na wybrane własności spoiw popiołowo-cementowych. Międzynarodowa Konferencja VII Szkoła Geomechaniki Gliwice-Ustroń 13-16 września 2005.

7. Projekt likwidacji upadowych Iz i Iw oraz łączących je przecinek w pokładzie 338/2. JSW S.A. KWK „Budryk”. Materiały KWK „Budryk”.

8. Opinia dotycząca możliwości wykorzystania popiołu lotnego (kod 100102) z Elektrowni „Opole” S.A. w podziemiach kopalń węgla kamiennego. Zakład Monitoringu Środowiska GiG Katowice 2007

9. Opinia dotycząca możliwości wykorzystania popiołu lotnego (kod 100182) z Elektrociepłowni „Żerań” Vattenfall Heat Poland SA w pod-ziemiach kopalń węgla kamiennego. Zakład Monitoringu Środowiska GiG Katowice 2007.



UKD: 502.5: 504.2: 504.5: 628.16: 622.538: 626.8

Przegląd biernych metod oczyszczania kwaśnych wód kopalnianych

A review of passive treatment methods of acid mine drainage

Dr hab. Krzysztof Labus prof. nzw. w Pol. Śl.*)

Dr inż. Sylwia Skoczyńska-Gajda*)

Treść: W artykule przedstawiono istotę zjawiska formowania kwaśnych wód (AMD), często towarzyszącego działalności górniczej i składowaniu odpadów. Scharakteryzowano czynne i bierne metody remediacji środowiska wodnego zanieczyszczonego w wyniku zjawiska AMD. Przedstawiono zasady doboru tych metod, wskazując na wzrastające zainteresowanie metodami opartymi na naturalnych procesach przebiegających w środowisku.

Abstract: The article presents the essence of the acid mine drainage (AMD) formation phenomenon, frequently accompanying the mining activity and waste storage. Active and passive remediation methods of the water environment polluted as a result of the AMD phenomenon are characterized. The principles of selection of these methods are presented, indicating the increasing interest in methods based on natural processes occurring in the environment.

Słowa kluczowe: drenaż kwaśnych wód, oczyszczanie wód , ochrona środowiska Key words: acid mine drainage ,water treatment, environment protection

1. Wprowadzenie

Jednym z głównych problemów hydrogeochemicznych związanych z eksploatacją węgli i rud metali jest zjawisko Acid Mine Drainage (w skrócie AMD) zwane drenażem kwaśnych wód lub kwaśnym drenażem, prowadzące do for-mowania kwaśnych wód kopalnianych. Jest ono wynikiem złożonych geochemicznych i mikrobiologicznych reakcji zachodzących wówczas, gdy materiał skalny zawierający w swym składzie związki siarki kontaktuje się z tlenem at-mosferycznym i wodą. Działalność wydobywcza pozwala na wprowadzenie tlenu w głębokie partie górotworu, powodując utlenianie minerałów siarczkowych. AMD może również wy-stąpić długo po zakończeniu działalności górniczej, np. gdy zwałowiska skały płonnej, zawierające w swym składzie np. piryt, wyeksponowane są na wietrzenie. Reakcję typową dla AMD można w skrócie przedstawić następująco

4FeS2 + 15O2 + 14 H2O → 4Fe(OH)3↓ + 8H2SO4

AMD stanowi jedno z największych zagrożeń śro-dowiskowych, m.in. na obszarach górniczych kopalń Stanów Zjednoczonych i Wielkiej Brytanii oraz w krajach Skandynawskich (gdzie jego powstawanie związane jest z działalnością wydobywczą rud cynku i ołowiu) [1, 23]. Zjawisko formowania kwaśnych wód zaznacza się m.in. w obrębie kopalń węgla kamiennego południowo-zachodniej części Górnośląskiego Zagłębia Węglowego. Najbardziej in-tensywny proces utleniania minerałów siarczkowych obserwo-wano w kopalni „Marcel”, gdzie wody z najpłytszego poziomu wydobywczego charakteryzowały się niskim odczynem (3-3,5 pH) oraz podwyższonymi zawartościami siarczanów i żelaza sięgającymi kilku tysięcy mg/l. Wystąpienia kwaśnych wód kopalnianych notowano także w kopalni „Jas-Mos”, kopalni „Zofiówka”, kopalni „Pniówek” [19]. Także i wody odciekowe ze składowisk odpadów pogórniczych GZW często charakte-ryzują się parametrami typowymi dla AMD.

Zjawisko AMD występuje powszechnie również na obszarach związanych z eksploatacją węgla brunatnego, na przykład w rejonie Łęknicy. Utworzone tu w nieckach poeks-ploatacyjnych zbiorniki charakteryzują się wodami znacznie


odbiegającymi od przeciętnego składu naturalnych wód po-wierzchniowych w naszym kraju. Cechują się skrajnie niskim pH (nawet do 1,5) oraz pozostałymi parametrami typowymi dla AMD. Ich chemizm formowany jest wskutek przedosta-wania się do wód produktów wietrzenia pirytu, obecnego w tworzących obwałowania zbiorników, skałach mioceńskiej formacji węglonośnej [22].

Drenaż kwaśnych wód negatywnie oddziałuje na wody powierzchniowe i podziemne, prowadząc do ich zakwaszenia oraz wzrostu zawartości siarczanów i metali (m.in.: Fe, Zn, Cu, Al, Mn). Zjawisko AMD negatywnie wpływa na eko-systemy rzek i jezior, znacznie pogarszając jakość ich wód, prowadząc do zaburzenia prawidłowego funkcjonowania organizmów wodnych. Istnieją jednak metody oczyszczania, służące neutralizacji niskiego odczynu wód oraz zmniejszenia stężeń kationów metali i siarczanów.

2. Metody oczyszczania kwaśnych wód kopalnianych (AMD)

Metody wykorzystywane do remediacji kwaśnych wód kopalnianych mogą mieć charakter czynny lub bierny.

2.1. Czynne metody oczyszczania wód AMD

Metody czynne polegają na wprowadzaniu do zanieczysz-czonych wód reagentów chemicznych celem i obniżenia kwasowości oraz koncentracji rozpuszczonych metali. Dobór i konstrukcja systemu efektywnego oczyszczania wody po-winna być poprzedzona analizą: składu oczyszczanych wód, lokalnych warunków terenowych, wymagań, jakie ma spełniać oczyszczona woda oraz czynników ekonomicznych. W tablicy 1 zaprezentowano podstawowe reagenty wykorzystywane przy uzdatnianiu zanieczyszczonych wód, wraz z ich krótką charakterystyką.

Wśród zalet stosowania metod czynnych wymienić można m. in.: wysoką skuteczność w usuwaniu kwasowości i rozpuszczonych metali, możliwość sterowania przebiegiem procesu oraz niewielką powierzchnię zajmowaną przez ele-menty systemu oczyszczania. Głównymi ich wadami są: cena reagentów, wysokie koszty początkowe budowy instalacji, koszty eksploatacji, konserwacji i monitorowania systemu oraz duża ilość powstałych osadów [23].

2.2. Bierne metody oczyszczania wód AMD

Bierne metody remediacji opierają się na naturalnie zachodzących w środowisku reakcjach fizycznych i bio-chemicznych. Ich wykorzystanie cechuje się wieloma zale-tami: niewielkim wpływem na środowisko naturalne (w tym

ekosystemy wodne), niskimi kosztami budowy i utrzymania, w porównaniu do systemów czynnych, łatwością obsługi. Systemy bierne nie są jednak pozbawione wad takich jak: dłuższy czas zatrzymania wody, w porównaniu do systemów czynnych, niemożliwość pełnej kontroli przebiegiem zacho-dzących procesów [23].

2.2.1. Procesy w biernych systemach oczyszczania 2.2.1.1. Redukcja siarczanów

W trakcie przepływu kwaśnych wód kopalnianych po-przez środowiska beztlenowe, charakteryzujące się obec-nością podłoża organicznego, ich chemizm jest modyfiko-wany wskutek aktywności bakterii z grupy Desulfovibrio i Desulfotomaculum, mających zdolność do redukcji siar-czanów [4, 14]. W procesie tym bakterie utleniają związki organiczne, traktując siarczany jako akceptory elektronów. Uwolnienie wodorowęglanów oraz siarkowodoru następuje wg reakcji:

2CH2O + SO42- → H2S + 2HCO3

- (1)gdzie, CH2O jest ogólnym zapisem dla węgla organicznego.

Bakterie redukujące siarczany (SRB) należą do grupy beztlenowców, które źródło energii dla metabolizmu uzy-skują na drodze utleniania substratu organicznego. Ilość bakterii jest limitowana warunkami środowiskowymi – wy-magają one obecności siarczanów, odpowiedniej koncen-tracji związków węgla o małej masie cząsteczkowej oraz braku utleniaczy (O2, Fe3+, Mn4+). Takie warunki można stworzyć przy wykorzystaniu materiału kompostowego – zapotrzebowanie na tlen substratów organicznych prowadzi w efekcie do rozwoju środowiska beztlenowego, cechującego się brakiem utlenionych form Fe i Mn. Bakterie są najbar-dziej aktywne przy odczynie w granicach od 5 do 8 pH, ale w dużym stopniu mogą kontrolować swe mikrośrodowisko, wykazując znaczną żywotność nawet przy niskim odczynie [5]. Bakteryjna redukcja siarczanów umożliwia: usunięcie z wód siarczanów poprzez przeprowadzenie ich do siarko-wodoru, usunięcie związków organicznych, zobojętnienie roztworu (powstające sole węglanowe pozwalają na zal-kalizowanie roztworu nawet o 3-4 jednostki w skali pH) oraz zmniejszenie zawartości metali na skutek strącania ich w formie siarczków [8, 13].

2.2.1.2. Usuwanie metaliWśród procesów usuwania metali wymienić należy przede

wszystkim ich wytrącanie w formie siarczków, utlenianie i hydrolizę oraz sorpcję.

Wytrącanie siarczkówBakterie redukujące siarczany nie tylko zmniejszają

zanieczyszczenie wód wskutek redukcji siarczanów czy generowania alkaliczności, ale również przyczyniają się

Tablica 1. Podstawowe reagenty stosowane do neutralizacji zakwaszonych wód Table 1. Basic reagents used for the neutralization of acidified waters

Nazwa Wzór chemiczny Krótka charakterystykaWęglan wapnia CaCO3 łatwość i wygoda użycia, długi czas reakcji

Wodorotlenek wapnia Ca(OH)2niski koszt reagenta, wymaga dokładnego mieszania

Tlenek wapnia CaO bardzo reaktywny, wymaga kosztownego dozownika

Węglan sodu Na2CO3stosowany w postaci brykietów absorbujących wilgoć

Wodorotlenek sodu NaOH bardzo dobrze rozpuszczalny, silna zasada, występuje problem zamarzania

Amoniak NH3 lub NH4OH bardzo dobrze rozpuszczalny i reaktywny, niebezpieczny w użyciu


do obniżenia zawartości kationów metali (np.: Fe2+, Mn2+, Zn2+, Pb2+, Cu2+) poprzez strącanie ich w postaci siarczków zgodnie z reakcją:

Me2+ + H2S + HCO3- → MeS + 2H2O + 2CO2 (2)

W przypadku żelaza możliwe jest formowanie monosiarcz-ku, a nawet pirytu wg reakcji

Fe2+ + H2S + S0 → FeS2 + 2H+ (3)Usuwanie rozpuszczonych metali w postaci związków

siarczkowych zależy od odczynu, rozpuszczalności poszcze-gólnych siarczków metali oraz stężeń reagentów [2].

W wodach AMD, gdzie zanieczyszczenie metalami ograni-cza się zwykle do obecności Fe, Mn i Al, siarkowodór produ-kowany przez bakterie siarczanowe, formuje związki głównie z jonami żelaza (glin nie tworzy siarczków, a rozpuszczalność MnS jest zbyt wysoka). Strącanie siarczków metali poprawia jakość wody poprzez obniżenie kwasowości mineralnej, bez jednoczesnego podwyższenia kwasowości protonowej – pro-tony uwalniane w trakcie dysocjacji H2S są neutralizowane przez równoważne ilości HCO3

-, uwalnianych podczas reduk-cji siarczanów zgodnie z reakcją (2) [15, 21].

Utlenianie i hydroliza W trakcie przepływu zanieczyszczonej wody przez środo-

wiska tlenowe, zachodzące tam reakcje utleniania i hydrolizy prowadzą zazwyczaj do obniżenia zawartości Fe2+ , Fe3+, Mn2+ i Al3+, najczęściej poprzez strącanie metali w formie tlenków lub wodorotlenków. Efektywność tych reakcji zależy od: dostępno-ści tlenu, odczynu wody, aktywności mikroorganizmów lub in-nych katalizatorów i inhibitorów oraz czasu zatrzymania wody w systemie oczyszczania. Odczyn wpływa zarówno na roz-puszczalność osadów związków metali jak i kinetykę proce-sów utleniania i redukcji.

Sorpcja Metale ciężkie są zatrzymywane na cząstkach ilastych

i materii organicznej na drodze chemisorpcji i sorpcji jonowy-miennej. Woda AMD w swym składzie zawiera różnorodne metale występujące w formie kationów. Ponad 50 % metali ciężkich może być łatwo zasorbowanych na cząstkach materii w obrębie zbiorników wodnych i w dalszym etapie ulegać se-dymentacji. Rolę adsorbentów metali mogą również odgrywać wytrącone uprzednio wodorotlenki (głównie Fe(OH)3). Duże znaczenie ma również biosorpcja metali w roślinach wodnych porastających stawy [11, 21].

Podwyższanie zasadowościGłównym źródłem wodorowęglanów w środowiskach

ubogich w mikroorganizmy przyczyniające się do wzrostu zasadowości jest rozpuszczanie minerałów węglanowych takich jak kalcyt czy dolomit zachodzące zgodnie z reakcją

CaCO3 + 2 H+ → Ca2+ + H2CO3 (4)

2.2.2. Przegląd systemów biernych Na rysunku 1 przedstawiono najpowszechniej stosowane

systemy bierne dobierane w oparciu o odczyn, koncentrację metali oraz zawartość siarczanów. Należą do nich: tlenowe i beztlenowe mokradła, zamknięte kanały wapienne, otwarte kanały wapienne, reaktory mikrobiologiczne, systemy bio-sorpcyjne, przepuszczalne bariery reaktywne oraz systemy podwyższające zasadowość wód (generujące alkaliczność). Poniżej zaprezentowano krótką charakterystykę każdego z systemów.

Niedotlenione dreny wapienne (ang. Anoxic Limestone Drain – ALD) – składają się z umieszczonych w gruncie drenów, wypełnionych granulowanym wapieniem, w których

panują warunki anaerobowe (rys. 2). Jedyną ich funkcją jest generowanie alkaliczności, prowadzącej do zwiększenia od-czynu wody AMD do poziomu, przy którym metale wytrącają się w formie tlenków i wodorotlenków na towarzyszących drenom stawach tlenowych i osadowych [24]. W systemie skutecznie oczyszczane są wody o zawartości Fe3+, Al3+ i roz-puszczonego tlenu poniżej 1 mg/l oraz stężeniach siarczanów poniżej 2000 mg/l. Przy wyższej zawartości jonów Fe3+ i Al3+ występuje problem związany z tworzeniem się naskorupień wodorotlenków tych metali na powierzchni wapienia, co powoduje ograniczenie jego rozpuszczalności i obniżenie przepustowości drenu [17].

Otwarte kanały wapienne (ang. Open Limestone Channel – OLC) są najprostszymi konstrukcyjnie układami, których budowa oraz utrzymanie nie wymagają dużych nakładów finansowych. Węglan wapnia umieszczany jest bezpośred-nio w wykopach o szerokości 2÷4 m, przez które przepływa zanieczyszczona woda. Efektywność systemu jest niewielka, ze względu na słabą rozpuszczalność CaCO3 w wodzie oraz problem powstawania powłok z osadów wytrącanych metali.

Reaktory mikrobiologiczne – ich działanie opiera się na reakcjach zachodzących przy współudziale bakterii, np. z grupy Desulfovibrio i Desulfotomaculum (bakterie reduku-jące siarczany – SRB), Thiobacillus ferrooxidans (bakterie utleniające żelazo), bakterie celulozowe (rozkładające celu-lozę na łatwo przyswajalne cukry proste), bakterie metanowe (fermentujące związki organiczne), oraz szczepy mające zdolność do redukcji metali. Mikroorganizmy najlepiej funk-cjonują przy odczynie zbliżonym do obojętnego, zatem przed wprowadzeniem kwaśnej wody do bioreaktorów należy ją zneutralizować, np. w niedotlenionych drenach wapiennych [13, 16].

Wśród powszechnie stosowanych bioreaktorów wymienić można:– bioreaktory redukujące siarczany,– bioreaktory utleniające żelazo (Doshi, 2006; Gibert et al.,

2004).Systemy biosorpcyjne – ich funkcjonowanie opiera się

na sorpcji jonów metali obecnych w roztworze na żywej lub obumarłej materii organicznej. Mikroorganizmy, takie jak bak-terie, glony czy grzyby są biosorbentami mającymi zdolność do wiązania metali oraz radionuklidów. Biosorbenty mogą być umieszczane bezpośrednio w zanieczyszczonej wodzie, najczęściej jednak stosowane są kolumny z biosorpcyjnym złożem nieruchomym lub fluidalnym [12].

Przepuszczalne bariery reaktywne (ang. Permeable Reactive Barrier – PRB) – są strefami wypełnionymi mate-riałem o dużej reaktywności i odpowiednich właściwościach hydraulicznych. Usuwanie zanieczyszczeń z wykorzystaniem systemu PRB odbywa się na drodze przepływu kwaśnych wód przez te strefy [24]. Bariery wykonywane są z najczęściej z materiału organicznego (będącego źródłem węgla dla bakterii redukujących siarczany – SRB) wymieszanego ze skrawkami drewna, piaskiem, gliną oraz rozdrobnionym ma-

Rys. 2. Schemat niedotlenionego drenu wapiennego [17]Fig. 2. Scheme of oxygen-poor calcareous drain [17]


Rys. 1. Schemat doboru metody biernej w zależności od składu chemicznego oczyszczanej wody [23]Fig. 1. Scheme of selection of the passive method depending on the chemical composition of treated water [23]


teriałem wapiennym (dla podwyższenia zasadowości). Zaletą stosowania systemów PRB jest unieruchomienie lub rozkład zanieczyszczeń in situ, bez konieczności odpompowania wód na powierzchnię terenu. Technologia ta nie wymaga dostarczania energii, z uwagi na samoczynny przepływ za-nieczyszczonych wód przez strefę aktywną

Odmianą przepuszczalnych barier reaktywnych są prze-puszczalne bariery sorpcyjne (PSB – Permeable Sorption Barrier), wykorzystujące mechanizmy prowadzące do wią-zania zanieczyszczeń na powierzchni materiału aktywnego. Wśród powszechnie stosowanych materiałów mających zdolności adsorpcyjne wymienić należy: granulowany węgiel aktywny, zeolity, żelazo zerojonowe [11].

W celu zagwarantowania efektywnego procesu oczysz-czania, bariera powinna być skonstruowana w sposób umoż-liwiający ujęcie całego strumienia wody i niedopuszczający do występowania przepływu powyżej lub poniżej bariery oraz zapewniający odpowiednio długi czas zatrzymania wody w jej obrębie. Bariery wykonywane są najczęściej w postaci systemu zwanego funnel and gate (lej i brama) (rys. 3). Lej będący strefą izolacyjną, wykonaną z materiałów nieprze-puszczalnych, pozwala na ujęcie całego zanieczyszczonego strumienia i skierowanie go wprost na bramę, wypełnioną materiałem reaktywnym, gdzie następuje oczyszczanie wody.

Mokradła – to złożone, sztucznie utworzone ekosystemy, w obrębie których występują procesy, w sposób kontrolo-wany modyfikujące chemizm wprowadzanych do nich wód. Zasiedlane są gatunkami roślin, zdolnymi do biosorpcji metali. Dodatkowym zadaniem roślinności wodnej jest zapewnienie równomiernego przepływu i podtrzymanie populacji bakteryj-nej. Ekosystemy tworzone w mokradłach, naśladują naturalne warunki panujące w środowisku. Mokradła są efektywnymi systemami usuwania z wód żelaza i manganu.

Do podstawowych mechanizmów usuwania metali zalicza się:– formowanie i strącanie metali w postaci tlenków, wodo-

rotlenków, siarczków i węglanów,– sorpcję jonowymienną,– bezpośrednią sorpcję przez rośliny [6, 25].

Poniżej omówiono dwa podstawowe typy sztucznie utworzonych mokradeł: mokradła tlenowe i beztlenowe [21].

Mokradła tlenowe – to rozległe powierzchnie składające się z warstwy gleby o miąższości poniżej 30 cm porośniętej roślinami wodnymi i nadległej warstwy wody o głębokości 15 ÷ 45 cm. Mokradła są konstruowane w sposób zapewniają-

cy intensyfikację procesów utleniania, hydrolizy i w ich efek-cie wytrącania metali w formie nierozpuszczalnych osadów tlenków i wodorotlenków. W obrębie mokradeł tlenowych nie następuje podwyższenie zasadowości, prowadzącej do buforowania zmian systemu i pozwalającej na kontynuację procesu strącania metali. Istotne jest zatem, aby na mokradła tlenowe trafiała woda o odpowiednio wysokim odczynie, dlatego, przed wprowadzeniem wody na stawy beztlenowe stosuje się niedotlenione dreny wapienne [25, 26, 27].

Mokradła beztlenowe – kluczowe reakcje zachodzą tutaj w obrębie warstwy organicznej o miąższości ponad 30 cm, będącej mieszanką materiałów łatwo biodegradowalnych, takich jak nawóz naturalny czy grzyby oraz mniej reaktyw-nych: m.in. torfu, trocin, siana oraz słomy. Powyżej warstwy kompostowej, w obrębie której panują warunki redukcyjne, znajduje się płytka warstwa wody – do 10 cm, gdzie zacho-dzą procesy tlenowe [6, 21, 20]. W odróżnieniu od swoich tlenowych odpowiedników mokradła anaerobowe są wyko-rzystywane nie tylko do usuwania metali, ale także siarcza-nów oraz redukcji kwasowości. Dzięki bakteriom z grupy Desulfovibrio i Desulfotomaculum, zasiedlającym warstwę organiczną generowana jest alkaliczność. Dlatego na mokradła beztlenowe może być wprowadzana woda o niskim odczynie. W obrębie warstwy kompostowej następuje, oprócz usuwania kwasowości, także usuwanie siarczanów przy współudziale bakterii, oraz strącanie metali w postaci osadów siarczkowych zgodnie z reakcją (2.2) [11, 25].

System generujący alkaliczność (ang. Successive Alkalinity Producing System – SAPS) – jest najbardziej efektywnym systemem oczyszczania wód AMD, łączą-cym zalety niedotlenionych drenów wapiennych (ALD) oraz mokradeł beztlenowych. W opisywanym systemie, poniżej warstwy wody, o głębokości od 15 do 30 cm, znajduje się warstwa materii organicznej o miąższości 20 ÷ 60 cm. Poniżej występuje podłoże ze skał wapiennych o grubości 0,5 ÷ 1,0 m (rys. 4) [10]. W obrębie warstwy kom-postu następuje redukcja siarczanów oraz wytrącanie siarcz-ków (reakcje 2.1 i 2.2), oraz dodatkowo generowana jest alka-liczność. Wprowadzenie wody na podłoże wapienne prowadzi do jej dalszej alkalizacji. W końcowym etapie woda jest ujmo-wana i transportowana systemem perforowanych rur na stawy osadowe lub mokradła tlenowe, gdzie ma miejsce strącanie i sedymentacja pozostałych w wodzie metali [3, 18].

Do oczyszczania kwaśnych wód kopalnianych, oprócz wymienionych powyżej systemów, stosowane są również układy oparte na wykorzystaniu procesów membranowych. Wśród nich wymienić można systemy związane z: odwróconą osmozą, ultrafiltracją (wykorzystujące różnice ciśnień roz-tworów po obu stronach membrany) czy elektrodializą (wy-korzystujące różnice potencjałów elektrycznych roztworów). Są to metody bardzo efektywne, aczkolwiek ich zastosowanie wiąże się z wysokimi nakładami finansowym związanymi m.in z koniecznością użycia kosztownych membran.

Rys. 3. Schemat oczyszczania wód z wykorzystaniem PRB Fig. 3. Scheme of water treatment using PRB Rys. 4. Schemat systemu SAPS [10]

Fig. 4. Scheme of the SAPS system [10]


3. Podsumowanie

Wody związane z AMD mogą charakteryzować się różnym stopniem zakwaszenia, oraz odmienną koncentracją metali i siarczanów. Dobór biernych metod oczyszczania powinien być więc poprzedzony dokładną analizą chemiczną wody. Należy stwierdzić, iż środki chemiczne można stosować dla wszystkich typów wód, tlenowe mokradła stosowane są w przypadku wód alkalicznych lub słabo kwaśnych, zamknięte kanały wapienne dla wód o niskiej koncentracji Fe3+, Al3+ i rozpuszczonego tlenu, mokradła beztlenowe, otwarte kanały wapienne, reaktory mikrobiologiczne, systemy biosorpcyjne, przepuszczalne bariery reaktywne oraz systemy generujące alkaliczność dla wód kwaśnych o wyższej koncentracji metali i rozpuszczonego tlenu.

Wybrana metoda remediacji powinna zapewnić nie tylko efektywne oczyszczanie, ale i jak najmniejszy stopień in-gerencji w środowisko naturalne (co jest istotne zwłaszcza w przypadku wód przepływających przez obszary o szcze-gólnych walorach przyrodniczych i krajobrazowych) przy jak najmniejszych kosztach inwestycyjnych przedsięwzięcia. W ostatnich latach obserwuje się tendencję do zaniechania stosowania systemów czynnych na rzecz ich biernych od-powiedników, w których wykorzystanie dodatków chemicz-nych zostało prawie całkowicie zaniechane, co pozwala na ograniczenie negatywnego wpływu na środowisko, w tym na organizmy wodne.

Literatura

1. Banks D., Younger P.L., Arnesen R.T., Iversen E.R., Banks S.B.: Mine water chemistry: the good, the bad and the ugly. Environmental Geology 32, 1997, p. 157÷174.

2. Barycka I., Skudlarski K.: Podstawy chemii. Wyd. 5, Wydawnictwo Politechniki Wrocławskiej. Wrocław 2001.

3. Bhattacharya J., Ji S.W, Lee H.S., Cheong Y.W., Yim G.J., Min J.S.: Treatment of acidic coal mine drainage: design and operational chal-lenges of successive alkalinity producing system. Mine Water and the Environment 27, 2008, p.12÷19.

4. Błaszczyk M.: Mikroorganizmy w ochronie środowiska, Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa, 2007.

5. Chang I.S., Shin P.K., Kim B.H.: Biological treatment of acid mine drainage under sulfate reducing conditions with solid waste materials as substrate. Water Research Vol. 34, 2000, p. 1269÷1277.

6. Costello Ch.: Acid Mine Drainage: Innovative Treatment Technologies, U.S. Environmental Protection Agency. Washington, 2003.

7. Doshi S.M.: Bioremediation of Acid Mine Drainage Using Sulfate-Reducing Bacteria U.S. Environmental Protection Agency. Washington 2006, pp.72

8. Fortin D.: Indicators of Microbial Sulfate Reduction in Acidic.Geomicrobiology Journal Vol. 21, 2004, p.457÷467.

9. Gibert O., Pablo J., Cortina J.L., Ayora C.: Chemical characterization of natural organic substrates for biological mitigation of acid mine drainage, Water Research Vol. 38, 2004, p. 4186÷4196.

10. Jage C., Zipper C., Noble R.: Factors affecting alkalinity generation by successive alkalinity-producing systems: regression analysis. J Environ Qual Vol.30, 2001, p.1015÷1022.

11. Johnson D.B., Hallberg K.B.: Acid Mine Drainage remediation option: a review. Science of The Total Environment 338, 2005, p. 3÷14.

12. Kapoor A., Viraraghavan T.: Removal of heavy metals from aqueous solutions using immobilized fungal biomass in continuous mode. Water Resource Vol.32, 1998, p. 1968÷1977.

13. Logan M.V., Reardon K.F., Figueroa L.A., McLain J.E.T., Ahmann D.M.: Microbial community activities during establishment, performance, and decline of bench-scale passive treatment systems for mine drainage. Water Research Vol. 39, 2005, p. 4537÷4551.

14. Łebkowska M., Klimiuk E.: Biotechnologia w ochronie środowiska, Wydawnictwo Naukowe PWN. Warszawa, 2005.

15. Machemer S., Wildeman T.: Adsorption compared with sulphide pre-cipitation as metal removal processes from acid mine drainage in a constructed wetland. Journal of Contaminant Hydrology Vol. 9, 1992, p. 115÷131.

16. McCauley C.A, O’Sullivan A.D, Milke M.W, Weber P.A., Trumm D.A.: Sulfate and metal removal in bioreactors treating acid mine drainage dominated with iron and aluminum. Water Resource Vol. 43(4), 2009, p. 961÷70.

17. Mukhopadhyay B., Bastias L., Mukhopadhyay A.: Limestone Drain Design Parameters for Acid Rock Drainage Mitigation. Mine Water and the Environment 26, 2007, p. 29÷45.

18. Nairn R., Mercer M.: Alkalinity generation and metals retention in a suc-cessive alkalinity producing system. Mine Water and the Environment Vol. 19, 2000, p.124÷133.

19. Pluta I.: Kwaśne wody w kopalniach południowo – zachodniego obszaru Górnośląskiego Zagłębia Węglowego. Przegląd Górniczy nr 2, 2004, p. 20÷23.

20. Sheoran A.S.: Performance of Three Aquatic Plant Species in Bench – scale Acid Mine Drainage Wetland Test Cells. Mine Water and the Environment Vol. 25, 2006, p. 23÷26.

21. Sheoran A.S., Sheoran V.: Heavy metal removal mechanism of acid mine drainage in wetlands: A critical review. Minerals Engineering 19, 2006, p.105÷116.

22. Skoczyńska-Gajda S.: Hydrogeochemical environment of acidic min-ing lakes in the Polish part of the Arch of Muskau Geopark (Muskauer Faltenbogen – Łuk Mużakowa), 17th Conference on Engineering Geology, Zittau 2009, p. 431÷433.

23. Skousen J., Rose A., Geidel G., Foreman J., Evans R., Hellier W.: Handbook of Technologies for Avoidance and Remediation of Acid Mine Drainage. West Virginia University, 1998.

24. Watzlaf R., Schroeder K., Kleinmann R., Kairies C., Nairn R.: The Passive Treatment of Coal Mine Drainage, U.S. Department of Energy, Pittsburgh; University of Oklahoma, 2004.

25. Weis J.S., Weis P.: Metal uptake, transport and release by wetland plants: implications for phytoremediation and restoration. Environment International Vol. 30, No. 5, 2004, p. 685÷700.

26. Welle M.E, Roelofs J.G.M,.Camp H.J.M,. Lamers L.P.M.: Predicting metal uptake by wetland plants under aerobic and anaerobic conditions, Environ. Toxicol. Chem. Vol. 26, 2007, p.686÷694.

27. Yeh T.Y.: Removal of Metals in Constructed Wetlands: Review Pract. Periodical of Haz., Toxic, and Radioactive Waste Mgmt. Vol. 12, Issue 2, 2008, p. 96÷101.


*) AGH w Krakowie, Wydział Górnictwa i Geoinżynierii, Katedra Górnictwa Podziemnego.

UKD:622.807.12: 621.928.9: 622.012.22: 622.413.6: 622.457.2: 622.016.3: 536.1

Parametry powietrza w suchym odpylaczu filtracyjnymAir parameters in the dry filter dust collector

Mgr inż. Zbigniew Kuczera*)Prof. dr hab. inż. Bernard Nowak*)

Treść: W artykule dokonano oceny szczelności pracującej instalacji odpylającej z suchym odpylaczem typu HBKM 1/400 oraz okre-ślono jego wpływ na temperaturę i wilgotność przepływającego powietrza. Znajomość tych wielkości ma istotne znaczenie dla prawidłowego określenia rozkładu temperatury i wilgotności powietrza w wyrobiskach korytarzowych przewietrzanych kombi-nowaną wentylacją lutniową, w której w pomocniczym lutniociągu zabudowany jest ten typ odpylacza. W formie tabelarycznej przedstawiono wyniki przeprowadzonych w warunkach in situ pomiarów parametrów termodynamicznych przepływającego rozważaną instalacją powietrza. Wykonano analizę statystyczną bezwzględnych i względnych odchyłek wilgotności właściwej oraz wydatku objętościowego powietrza w instalacji odpylającej. Wyznaczono również średni przyrost temperatury powietrza w przedmiotowej instalacji.

Abstract: In the present article the tightness of a working dust extracting installation equipped with a dry filter dust collector of the HBKM 1/400 type is assessed and the filter’s influence on the temperature and humidity of flowing air through the installation is determined. The knowledge of these quantities is highly important for the appropriate determination of the distribution of air temperature and humidity in roadway workings ventilated by means of combined air duct ventilation, where in the auxi-liary air duct this type of dust collector is installed. The results of measurements of thermodynamic parameters of air flowing through the considered installation conducted under in situ conditions are presented in the tabular form. The statistic analysis of absolute and relative deviatons of the specific humidity as well as volumetric expenditure of air in the dust extracting installation has been performed. Moreover, the average air temperature increase in the installation has been determined.

Słowa kluczowe: odpylacz suchy, parametry termodynamiczne powietrza, warunki cieplneKey words: dry dust collector, thermodynamic parameters of air, thermal conditions

1. Wprowadzenie

Do drążenia wyrobisk korytarzowych najczęściej stoso-wane są kombajny chodnikowe. Ich praca, a także transport urobku powodują emisję pyłu do przepływającego wyro-biskiem powietrza. Szczególnie szkodliwy dla organizmu ludzkiego jest pył respirabilny o średnicy ziaren mniejszych od 3,5 μm i o zawartości powyżej 2,0 % wolnej krzemionki

[6]. Stan zapylenia powietrza w tych wyrobiskach zależy za-równo od sposobu ich przewietrzania jak i przedsięwziętych środków prewencyjnych. Dla ochrony górnych dróg odde-chowych załogi stosuje się oprócz indywidualnej ochrony zraszanie organów urabiających i przesypów taśmociągów. Najskuteczniejszym jednak sposobem likwidacji zapylenia powietrza w drążonych wyrobiskach korytarzowych jest zastosowanie odpylaczy, w których następuje oddzielenie od przepływającego przez nie powietrza ziaren pyłu [6].

W kopalniach węgla kamiennego stosuje się głównie dwa typy odpylaczy, różniące się budową i zastosowanym rodzajem separacji pyłu z powietrza [1, 7, 8]:


– Odpylacze suche (filtracyjne), w których wykorzystuje się zjawisko suchej filtracji zapylonego powietrza. Pył zatrzymywany jest na tkaninie filtracyjnej do momentu osiągnięcia przez nią maksymalnej pojemności. Dalsza poprawna praca odpylacza wymaga regeneracji. Pył zostaje usunięty z tkaniny w wyniku wstrząsów mecha-niczno-pneumatycznych. Instalację odpylającą z suchym odpylaczem powietrza pokazano na rysunku 1.

– Odpylacze mokre, w których do separacji pyłu z powie-trza wykorzystywana jest najczęściej woda rozpylana mechanicznie za pomocą wirujących dysków i talerzy. Zawiesina cieczy i pyłu kierowana jest do separatora. Pył grawitacyjnie opada w wodzie na dno zbiornika, skąd okresowo jest usuwany. Instalację odpylającą z mokrym odpylaczem powietrza przedstawiono na rysunku 2.

W polskim górnictwie węglowym zastosowanie znalazły przede wszystkim odpylacze mokre, np. wirnikowe typu IO–600 produkowane przez MAFAG i natryskowe typu OM–800, OM–1000 firmy PBG „POLMINING” Sp. z o.o. oraz w niewielkiej liczbie odpylacze suche filtracyjne HBKM i HBKO produkowane przez firmę CFT GmbH i Hölter&CO GmbH. Odpylacze suche filtracyjne HBKO mają kompaktową budowę z samonośnymi elementami filtrującym. Elementy filtrujące odpylaczy konstrukcji HBKM są montowane na ramach.

Przepływające przez odpylacz suchy powietrze zmienia, zgodnie z oczekiwaniami, swoją temperaturę, co wykazano w dalszej części niniejszego artykułu. Zmiana ta wpływa z kolei na rozkład temperatury i wilgotności powietrza w wyrobisku przewietrzanym kombinowaną tłocząco-ssącą wentylacją lutniową. Dlatego na podstawie badań in situ, okre-ślono, rodzaj przemiany termodynamicznej powietrza przepły-wającego pomocniczym ssącym lutniociągiem wyposażonym w suchy odpylacz filtracyjny oraz oceniono szczelność insta-lacji odpylającej.

2. Badania eksperymentalne suchego odpylacza typu hbkm 1/400 „optimat”

Pomiary parametrów termodynamicznych powietrza prze-pływającego suchym odpylaczem filtracyjnym przeprowadzo-no w warunkach kopalnianych w chodniku podścianowym 7/VII w LW „Bogdanka” S.A. Wyrobisko to przewietrzane było wentylacją odrębną kombinowaną, która składała się z zasadniczego lutniociągu tłoczącego z zabudowanym na jego trasie parownikiem chłodziarki powietrza oraz instalacji odpylającej wchodzącej w skład pomocniczego lutniociągu ssącego. Instalacja odpylająca stanowiła szeregowe połą-czenie odpylacza suchego HBKM 1/400 firmy CFT GmbH i Hölter&CO GmbH oraz lutniociągu ssącego „spiro” o średnicy 0,7 m i długości około 8 m współpracujących z wentylatorem typu dGal-7. Oczyszczała ona z pyłu powie-trze zasysane bezpośrednio zza organu urabiającego kombajnu chodnikowego.

Badania przeprowadzono dla sześciu różnych wariantów pomiarowych, które różniły się między sobą wybiegiem drążonego wyrobiska (długością zasadniczego lutniociągu tło-czącego), lokalizacją lokalnych źródeł ciepła znajdujących się w wyrobisku (napędów przenośników taśmowych, stacji trans-formatorowych) i w lutniociągu zasadniczym (parownika chło-dziarki powietrza) oraz parametrami początkowymi powietrza na wlocie do wyrobiska, tj. temperaturą, wilgotnością właściwą i ciśnieniem bezwzględnym. Wielkości te determinowały wartości parametrów powietrza na wlocie do instalacji od-pylającej. W każdym wariancie badawczym, podczas pracy instalacji odpylającej, przeprowadzono trzy serie pomiarów dla trzech cykli drążenia chodnika podścianowego 7/VII, otrzymując w rezultacie 18 wyników badań. Przeprowadzone badania dotyczyły pomiaru temperatury powietrza termome-trem suchym i wilgotnym, ciśnienia bezwzględnego powietrza oraz jego średniej prędkości przepływu. Wymienione wiel-kości mierzone były w przekrojach wlotowym i wylotowym

Rys. 2. Instalacja odpylająca z mokrym odpylaczem powietrza typu IO-600 firmy MAFAG 1 – wlotowy lutniociąg ssący, 2 – tłumik, separator, 3 – wentylator, 4 – odpylacz, 5 – odkraplacz cieczy, 6 – pompa

i zbiornik wody, 7 – doprowadzenie wody, 8 – odprowadzenie wody z pyłem [7]Fig. 2. Dust extracting installation with wet air dust collector of IO-600 type of the firm MAFAG 1 – intake suction air duct, 2 – damper, separator, 3 – fan, 4 – dust collector, 5 – liquid drop separator, 6 – pump and

water container, 7 – water supply, 8 – water draining with dust [7]

Rys. 1. Instalacja odpylająca z suchym odpylaczem powietrza typu HBKO 1/400 firmy CFT GmbH i Hölter&CO GmbH

1 – wlotowy lutniociąg ssący (powietrze zapylone), 2 – wylot z odpylacza (powietrze oczyszczone), 3 – samonośne elementy filtrujące, 4 – przenośnik zgrzebłowy, 5 – stacja wentylatorów, 6 – tłumik [8]

Fig. 1. Dust extracting installation with dry air dust collector of HBKM 1/400 type of the firm CFT GmbH and Hö- lter&CO GmbH

1 – intake suction air duct (dusty air), 2 – dust collector outlet (cleaned air), 3 – self-supporting filter elements, 4 – chain conveyor, 5 – fan station, 6 – damper [8]


rozważanej instalacji odpylającej. Bezwzględne ciśnienie powietrza mierzone było na spągu wyrobiska korytarzowego barometrem typu μBar o zakresie pomiarowym 800 ÷ 1300 hPa i dokładności ±1 Pa. Temperatury powietrza mierzono psychroaspiratorem Assmana o dokładności odczytu ±0,2 °C. Średnią prędkość przepływającego instalacją powietrza zmie-rzono mikroprocesorowym anemometrem skrzydełkowym typu mAs2 o zakresie pomiarowym 0,2 ÷ 30 m/s i dokładności odczytu ±0,01 m/s. Anemometr ten współpracował z sondą pomiarową typu 100 o średnicy 0,1 m.

Wyniki pomiarów parametrów termodynamicznych powietrza na wlocie i wylocie z pomocniczego lutniociągu ssącego przedstawiono odpowiednio w tablicy 1 oraz w tablicy 2. Podane w tych tablicach symbole oznaczają:b1, b2 – pomierzone bezwzględne ciśnienie powietrza odpo-

wiednio na wlocie i wylocie z instalacji odpylające, Pa,Q1, Q2 – wydatek objętościowy powietrza w przekroju wlo-

towym i wylotowym z instalacji odpylającej, m3/s, t1, t2 – pomierzona temperatury termometru suchego na

wlocie i wylocie z instalacji odpylającej, °C,

Tablica 1. Wyniki pomiarów i obliczeń parametrów powietrza na wlocie do instalacji odpylającej HBKM 1/400Table 1. Results of measurements and calculations of air parameters at the HBKM 1/400 dust extracting installation intake

Lp. Ciśnienie bezwzględne

powietrzab1, Pa

Temperatura powietrza mierzona termometrem

suchym t1, °C

Temperaturapowietrza mierzona

termometrem wilgotnym tm1, °C

Średnia prędkość przepływu powietrza

v1, m/s

Wydatek objętościowy powietrza

Q1, m3/s

Wilgotność właściwapowietrza

x1, g/kg1 104925 25,8 23,4 17,36 6,68 15,612 109988 27,8 25,4 17,63 6,78 17,853 109720 26,2 24,6 17,28 6,65 17,344 110078 26,6 25,2 17,46 6,72 18,045 109839 27,2 24,8 17,29 6,65 17,196 108764 27,4 25,8 17,09 6,58 18,897 104925 25,8 23,6 17,81 6,85 15,908 109988 27,8 26,0 17,94 6,90 18,829 109720 26,2 24,8 17,69 6,81 17,6510 110078 26,6 25,4 17,57 6,76 18,3611 109839 27,2 25,2 17,73 6,82 17,8212 108764 27,4 26,0 17,86 6,87 19,2213 104925 25,8 23,4 17,48 6,73 15,6114 109988 27,4 25,8 17,74 6,83 18,6615 109720 26,2 24,6 17,86 6,87 17,3416 110078 26,6 25,4 17,78 6,84 18,3617 109839 27,2 25,0 17,52 6,74 17,5118 108764 27,6 25,8 17,49 6,73 18,80

Średnia wartość: Q1 = 6,7 x1 = 17,7

Tablica 2. Wyniki pomiarów i obliczeń parametrów powietrza na wylocie z instalacji odpylającej HBKM 1/400Table 2. Results of measurements and calculations of air parameters at the HBKM 1/400 dust extracting installation outlet

Lp. Ciśnienie bezwzględne powietrza

b2 Pa

Temperatura powietrza mierzona termometrem

suchym t2, °C

Temperaturapowietrza mierzona

termometrem wilgotnym tm2, °C

Średnia prędkość przepływu powietrza

v2, m/s

Wydatek objętościowy powietrza

Q2, m3/s

Wilgotność właściwapowietrza

x2, g/kg1 104925 28,8 24,2 17,39 6,69 15,502 109988 29,8 26,0 17,57 6,76 17,943 109720 33,0 26,6 17,32 6,67 17,594 110078 30,6 26,2 17,42 6,70 17,905 109839 32,2 26,2 17,34 6,67 17,256 108764 33,8 27,2 17,04 6,56 18,447 104925 29,0 24,4 17,84 6,87 15,718 109988 30,0 26,6 17,91 6,89 18,849 109720 32,6 26,4 17,73 6,82 17,4310 110078 30,2 26,2 17,59 6,77 18,0811 109839 32,2 26,4 17,67 6,80 17,5812 108764 32,6 27,0 17,91 6,89 18,6213 104925 29,4 24,2 17,49 6,73 15,2414 109988 30,2 26,4 17,85 6,87 18,4215 109720 32,6 26,4 17,96 6,91 17,4316 110078 30,2 26,2 17,84 6,87 18,0817 109839 32,2 26,4 17,54 6,75 17,5818 108764 33,2 27,2 17,56 6,76 18,70

Średnia wartość: Q2 = 6,78 x2 = 17,6


Tablica 3. Bezwzględne i względne odchyłki wilgotności właściwej i wydatku objętościowego powietrza w instalacji odpylającejTable 3. Absolute and relative deviations of the specific humidity and air volumetric expenditure in the dust extracting installation

Lp.Bezwzględne odchyłki Względne odchyłki

wilgotności właściwej Δx , g/kg

wydatku objętościowego ΔQ, m3/s

wilgotności właściwej δx, %

wydatku objętościowego δQ, %

1 –0,11 0,01 –0,70 0,152 0,09 –0,02 0,50 –0,293 0,25 0,02 1,44 0,304 –0,14 –0,02 –0,78 –0,305 0,06 0,02 0,35 0,306 –0,45 –0,02 –2,38 –0,307 –0,19 0,02 –1,19 0,298 0,02 –0,01 0,11 –0,149 –0,22 0,01 –1,25 0,15

10 –0,28 0,01 –1,53 0,1511 –0,24 –0,02 –1,35 –0,2912 –0,60 0,02 –3,12 0,2913 –0,37 0,00 –2,37 0,0014 –0,24 0,04 –1,29 0,5915 0,09 0,04 0,52 0,5816 –0,28 0,03 –1,53 0,4417 0,07 0,01 0,40 0,1518 –0,10 0,03 –0,53 0,45

tm1, tm2 – pomierzona temperatura termometru mokrego na wlocie i wylocie z instalacji odpylającej, °C,

v1, v2 – pomierzona średnia prędkość przepływu powietrza na wlocie i wylocie z instalacji odpylającej, m/s,

x1, x2 – wilgotność właściwa powietrza na wlocie i wylocie z instalacji odpylającej, g pary H2O/kg pow. such.

Wilgotność właściwą powietrza obliczono z poniższego wzoru [4, 5]

(1)

przy czym

gdzie: b – bezwzględne ciśnienie powietrza, Pa, t – temperatura powietrza mierzona termometrem su-

chym, °C, tm – temperatura powietrza mierzona termometrem mo-

krym, °C, x – wilgotność właściwa powietrza, kg pary H2O/kg

pow. such.

Wyznaczone z pomiarów na wlocie do instalacji odpylają-cej wydatki objętościowe powietrza Q1 oraz jego wilgotności właściwe x1 porównano z odpowiadającymi im wydatkami i wilgotnościami właściwymi otrzymanymi z pomiarów na wylocie z rozważanej instalacji Q2, x2. W tym celu każdora-zowo wyliczono odchyłki bezwzględne (oznaczone literą Δ):

ΔQ = Q2 – Q1 (2)Δx = x2 – x1 (3)

i odchyłki względne (oznaczone literą δ):

(4)

(5)

Wartości tych odchyłek dla poszczególnych pomiarów podano w tablicy 3.

Następnie wyznaczono [ 2, 3]:– średnie arytmetyczne tych odchyłek i , jako miary

ich skupienia,– odchylenie standardowe SΔx, SΔQ jako miary ich rozpro-

szenia,

(6)

Otrzymane wartości podano w tablicy 4. Dokonano też statystycznej oceny [2, 3] istotności obu wielkości. Wyliczono więc wartość statystyki t:

(7)

i porównano ją z wartością krytyczną tα, dla powszechnie przyjętego w technice poziomu istotności α = 0,05 i n = 18 pomiarów, wynoszącą tα = 2,110. Wyniki statystycznej analizy rozważanych bezwzględnych odchyłek pokazano w tablicy 4. Natomiast w tablicy 5 przedstawiono: wyniki po-miarów mierzonej termometrem suchym na wlocie i wylocie z instalacji odpylającej temperatury powietrza, przyrosty tej temperatury oraz średnią arytmetyczną tych przyrostów w rozważanej instalacji.

Analizując zestawione w tablicach 1÷4 wyniki badań eks-perymentalnych pracującej w chodniku podścianowym 7/VII w LW „Bogdanka” instalacji odpylającej, dla różnych jego wy-biegów i przewietrzanego wentylacją kombinowaną, w której pomocniczy ssący lutniociąg wyposażony był w suchy odpylacz HBKM 1/400, można stwierdzić, że instalacja ta jest szczel-nym przewodem. Pomierzone odchyłki (wartości na wylocie od wartości na wlocie) wydatku objętościowego są niewielkie

100 %

100 %


Tablica 4. Porównanie wartości statystyki t z wartością krytyczną statystyki tα odczytaną z tablic rozkładu t-Studenta dla i Table 4. Comparison of statistics t value with the criterial value of statistics tα read-off from tables of the Student’s t-distribution

for and

Statystyczne opracowanie

wyników pomiarów

i obliczeń dla odpylacza

suchego HBKM 1/400

Średniaodchyłka

g/kg

Odchyleniestandardowe

SΔxg/kg

Statystyka

tx

[-]

Istotność odchyłki ǀtxǀ < tαdla n=18, α = 0,05 i (n-1)=17 stopni swobody

(tα = 2,110)

-0,110 0,24269 -1,95213 odchyłka nieistotnaŚrednia odchyłka

[m3/s]

Odchyleniestandardowe

SΔQ[m3/s]

Statystyka

tQ [-]

Istotność odchyłki ǀtQǀ < tαdla n=18, α = 0,05 i (n-1)=17 stopni swobody

(tα = 2,110)

0,012 0,01927 1,5536 odchyłka nieistotna

Tablica 5. Przyrost temperatury powietrza mierzony pomiędzy wlotem i wylotem z instalacji odpylającej HBKM 1/400

Table 5. Air temperature increase measured between the intake and outlet from the HBKM 1/400 dust extracting installation

Lp. Wariantbadawczy

Temperatura powietrza mierzona termometrem suchym

Przyrost temperatury

na wlocie t1 °C

na wylocie t2 °C

Δt = t2 – t1°C

1 1 25,8 28,8 3,02 2 27,8 29,8 2,03 3 26,2 33,0 6,84 4 26,6 30,6 4,05 5 27,2 32,2 5,06 6 27,4 33,8 6,47 1 25,8 29,0 3,28 2 27,8 30,0 2,29 3 26,2 32,6 6,410 4 26,6 30,2 3,611 5 27,2 32,2 5,012 6 27,4 32,6 5,213 1 25,8 29,4 3,614 2 27,4 30,2 2,815 3 26,2 32,6 6,416 4 26,6 30,2 3,617 5 27,2 32,2 5,018 6 27,6 33,2 5,6

Średnia wartość: Δt = 4,4

– maksymalnie 0,04 m3/s, co stanowi 0,59 % wydatku powie-trza na wylocie instalacji odpylającej. Analiza statystyczna ob-liczonych bezwzględnych odchyłek wydatku objętościowego powietrza w badanej instalacji wykazała ich nieistotność. Tak więc wniosek o całkowitej szczelności instalacji odpylającej jest uzasadniony z prawdopodobieństwem 95 %. Przez badaną instalację odpylającą przepływa stały wydatek objętościowy powietrza, a jego średnia wartość = 6,77 m3/s.

Maksymalna wartość bezwzględnej odchyłki wilgotności właściwej między wylotem i wlotem powietrza przepływające-go badaną instalacją odpylającą wynosi –0,6 g/kg, co stanowi –3,12 % wilgotności właściwej na wylocie z tej instalacji. Również i w tym przypadku bezwzględne odchyłki wilgotno-ści właściwej są statystycznie nieistotne. Można więc mówić, podobnie jak w przypadku wydatku objętościowego przepły-wającego instalacją powietrza, o stałości wilgotności właściwej.

Największe bezwzględne odchyłki dotyczą temperatury powietrza między wylotem i wlotem do instalacji odpylającej. Ich średnia wartość wynosi 4,4 °C. W powyższych wnioskach pominięto wpływ gęstości powietrza na punkt pracy wenty-latora wymuszającego przepływ tego powietrza instalacją

odpylającą oraz zaniedbano (ze względu na niewielką długość) wymianę ciepła przez ścianki instalacji pomiędzy powietrzem płynącym w wyrobisku i w instalacji.

3. Podsumowanie

Znajomość zmian przyrostu temperatury powietrza na wylocie z instalacji odpylającej, w której pomocniczy ssący lutniociąg wyposażony jest w suchy odpylacz powietrza jest niezbędna przy prognozowaniu, cieplnych warunków pracy w wyrobiskach przygotowawczych urabianych kombajnami chodnikowymi i przewietrzanych kombinowaną wentylacja lutniową. Ma to istotne znaczenie w przypadku drążenia długich wyrobisk korytarzowych.

Przeprowadzane w artykule badania parametrów termo-dynamicznych powietrza dotyczyły filtracyjnych odpylaczy suchych, które coraz częściej stosuje się w drążonych wy-robiskach korytarzowych o dużym przekroju poprzecznym ze względu na wysoką skuteczność odpylania wynoszącą 99 % [8].


Literatura

1. Cichowski E.: Wybieg chodnika drążonego kombajnem przy zasto-sowaniu odpylacza w układzie z wentylacją odrębną kombinowaną. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa 1989, nr 7.

2. Godziszewski J., Mania R., Pampuch R.: Zasady planowania doświadczeń i opracowywania wyników pomiaru. Kraków, Skrypt AGH nr 871, 1982.

3. Górecka R.: Teoria i technika eksperymentu. Kraków, Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej, 1996.

4. Nowak B.: Temperatura i wilgotność powietrza w wyrobiskach przewie-trzanych nieszczelnymi lutniociągami. Kraków, Rozprawy, Monografie nr 56. Wydawnictwa AGH, 1997.

5. Nowak B., Plonka G.: Temperatura i wilgotność powietrza w wyrobisku korytarzowym przewietrzanym tłocząco-ssącą wentylacją lutniową z odpylaczem. Kraków, Zeszyty Naukowe AGH „Górnictwo”, 2003, z.1.

6. Szlązak N., Obracaj D., Borowski M.: Odpylanie powietrza podczas drążenia wyrobisk korytarzowych. Kraków, Uczelniane Wydawnictwa Naukowo-Dydaktyczne AGH, 2008.

7. Katalog odpylaczy typu IO, Mazurska Fabryka Urządzeń Mechanicznych MAFAG..

8. Urządzanie odpylające typu HBKM i HBKO – materiały reklamowe firmy CFT GmbH i Hölter&CO GmbH.

Warunki prenumeraty i reklam „Przeglądu Górniczego” w roku 2012

Zamówienia na prenumeratę czasopisma wydawanego przez SITG można składać w dowolnym terminie. Mogą one obejmować dowolny okres, tzn. dotyczyć dowolnej liczby kolejnych zeszytów czasopisma. Zamawiający może otrzymać zaprenumerowany przez siebie tytuł począwszy od następnego miesiąca po dokonaniu wpłaty. Warunkiem przyjęcia do realizacji zamówienia jest otrzymanie z banku potwierdzenia dokonania wpłaty przez prenumeratora. Wpłat na prenumeratę można dokonywać na ogólnie dostępnych blankietach w Urzędach Pocztowych (przekazy pieniężne) lub Bankach (polecenie przelewu) przekazując środki na adres:

Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Górnictwa Zarząd Główny

40-952 Katowice, ul. Powstańców 25 ING Bank: Śląski o/Katowice

konto: 63 1050 1214 1000 0007 0005 6898

Na blankiecie wpłaty należy czytelnie podać nazwę zamawianego czasopisma, liczbę zamawianych egzemplarzy, okres prenumeraty oraz własny adres. Istnieje możliwość zaprenumerowania do 5 egz. czasopisma po cenie ulgowej przez indywidualnych członków stowarzyszeń naukowo-technicznych zrzeszonych w FSNT oraz przez uczniów szkół zawodowych i studentów szkół wyższych. Blankiet wpłaty na prenumeratę ulgową musi być opatrzony na wszystkich odcinkach pieczęcią koła SNT lub szkoły. Egzemplarze pojedyncze oraz archiwalne (sprzedaż przelewem lub za zaliczeniem pocztowym) można zamawiać pisemnie, kierując zamówienia na ww. adres.

Warunki prenumeraty w 2012 r.

Cena egz. łączonego* zł

Cena egz. pojedynczego zł

Cena egz. ulgowa**

Cena 1 egzemplarzaPrenumerata półrocznaPrenumerata roczna

50,– zł150,– zł 300,– zł

25,– zł– –

–75, – zł

150, – zł

* Jeden egzemplarz łączony zawiera dwa kolejne numery (przykł. 11-12/2009)** Prenumerata indywidualna dla członków SITG i FSNT.

Dla odbiorców zagranicznych cena jest dwukrotnie wyższa.Redakcja przyjmuje zamówienia reklam i ogłoszeń. Cena jednej strony A-4 w manierze czarno-białej wynosi 1000,- zł. Koszt reklamy lub ogłoszenia w manierze barwnej jest wyższy i uzależniony od liczby kolorów, indywidualnie każdorazowo kalkulowany. Do podanej ceny dolicza się 23 % podatku VAT.Za treść reklam i ogłoszeń redakcja nie odpowiada.


Jubileusz 60-lecia immatrykulacji na Wydziale Górniczym AGH w Krakowie

Informacja

W dniach 2÷3 września br. doszło do spotkania koleżanek i kolegów, którzy 1 października 1951 roku rozpoczęli studia na Wydziale Górniczym Akademii Górniczo-Hutniczej w Krakowie. Byłem jednym z nich.

Jak napisał w zaproszeniu główny organizator spotkania mgr inż. Stanisław Malik, za namową koleżanek i kolegów podjął się zorganizowania uroczystości jubileuszowej w rocz-nicę 60-lecia immatrykulacji. Czas szybko mija. Poprzednie spotkanie odbyło się trzy lata temu, we wrześniu 2008 roku w Ustroniu. Wtedy było nas wielu, ponad 60 osób, a jeszcze wcześniej podczas złotej immatrykulacji we wrześniu 2001 roku uczestniczyło w spotkaniu 81 absolwentów Wydziału Górniczego, którzy w latach 1951÷1955 ukończyli tę uczelnię.

W spotkaniu, które odbyło się w dniach 2÷3 września br. uczestniczyło 32 absolwentów (a wraz z osobami towarzy-szącymi było nas 40). Tu warto wspomnieć, że wówczas (w latach 1951÷1955) na Wydziale Górniczym były specjalności: podziemna eksploatacja węgla, eksploatacja podziemna rud i soli, eksploatacja odkrywkowa, eksploatacja ropy i gazu, wiertnictwo, projektowanie i budowa kopalń oraz przerób-

ka mechaniczna kopalin. W roku akademickim 1951/1952 Akademia Górniczo-Hutnicza przyjęła na Wydział Górniczy 322 studentów i 24 studentki (wśród nich 6 z zagranicy).

Przebieg uroczystości jubileuszowych był następujący:2 września odbyło się uroczyste spotkanie z władzami

uczelni w auli. Na spotkanie przybył jedyny dziś żyjący profesor Stanisław Knothe. Zebrani wysłuchali pieśni Gaude Mater Polonia, a następnie organizator Stanisław Malik przy-witał władze uczelni. Powitał on: JM rektora prof. Antoniego Tajdusia, dziekana prof. Piotra Czaję, prodziekana prof. Marka Całę, b. prorektora prof. B. Barchańskiego, wiceprzewodni-czącego Stowarzyszenia Wychowanków AGH prof. Artura Bębna oraz profesorów reprezentujących poszczególne ka-tedry Wydziału. Wysłuchano przemówień profesorów: JM rektora i dziekana, a także wystąpienia wiceprzewodniczącego Stowarzyszenia Wychowanków AGH.

Dziekan i prodziekan poinformowali o przyznanych srebrnych medalach 90-lecia AGH i dyplomach okoliczno-ściowych. Rektor i dziekan Wydziału wręczyli je wszystkim absolwentom – uczestnikom immatrykulacji. Uczestnicy


spotkania otrzymali też upominki rektora w postaci albu-mu „Dziewięć dekad AGH”. Po wystąpieniu kol. Tadeusza Mierzwy, który w imieniu Rocznika 1951 podziękował władzom uczelni, odśpiewano hymn górniczy. Wykonano wspólne pamiątkowe zdjęcie.

Potem zapalono znicze i złożono kwiaty przy tablicach upamiętniających naszych zmarłych profesorów, tj. Witolda Budryka, Henryka Czeczota, Feliksa Zalewskiego, Walerego Goetla, Antoniego Sałustowicza, Zdzisława Wilka.

Następnie także w tym dniu, spotkano się na obiadokolacji w restauracji „Górsko” w Wieliczce. Tam przy muzyce (orkie-stra) z kopalni „Wieliczka” wzniesiono toasty. W spotkaniu

uczestniczył dziekan prof. Piotr Czaja. Do późnych godzin nocnych trwały rozmowy, wspomnienia i prezentowanie zdjęć z lat studiów. Wykonywano tez zdjęcia indywidualne.

3 września po śniadaniu zwiedzano Wieliczkę. Jedna mała grupa zjechała do podziemi kopalni soli „Wieliczka”, by poznać tamtejsze ciekawostki. Oprowadzającym była Lidia Jurasz. Pozostali uczestnicy spotkania, tj. duża grupa zwiedziła żupy solne.

Wrażeniom z udanego spotkania nie było końca. Żegnano się serdecznie. Zapowiedziano, że w 2012 roku nastąpi kolej-ne spotkanie po odbytych studiach na Wydziale Górniczym AGH w Krakowie.

Bolesław Ciepiela

Documents

PRZEGLĄD GÓRNICZY Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 1Roofex, Cone Bolt Zmodyfikowana, Durabar, D, Garford, ... tween bolt and rock a – placing of the bolt in the borehole, b – extension