авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |

«Академия строительства Украины и отраслевое отделение «Строительство шахт, рудников и подземных сооружений» Научно-технический центр «Шахтострой» ОАО ГХК ...»

-- [ Страница 5 ] --

При этом важнейшим параметром, который определяет разви тие деформационного процесса, является предел прочности на сжа тие.

Изменчивость предела прочности, а также одновременная из менчивость модуля упругости и коэффициента Пуассона вызывает изменчивость предельной деформации c. При этом образуется стохастическая совокупность кривых « », которые отражают деформационный процесс в различных точках неоднородного мас сива (рис. 5).

Для построения ниспадающих ветвей возможных случайных реализаций диаграммы “ ” используется соотношение:

f 1 = Rc f (1 c );

f (0) = 0, 0, которое представляет собой описание закономерной составляющей общего стохастического процесса де формирования пород за пределом прочности [2].

а) б) U U 12 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0, 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0. E, E, Рис. 4. Влияние вариации модуля упругости и коэффициента Пуассона на приращение перемещений контура выработки в линейной стохасти чески неоднородной среде:

а) выработка круглой формы;

б) арочной формы.

R1, Rc c Rc i Rc ci 1 c2 c c Рис. 5. Стохастическая совокупность реализаций диаграммы “ ” Для исследования влияния изменчивости свойств горных по род на величину перемещений, все элементы дискретизации облас ти были распределены по 90 группам. Для каждой из групп в расче те генерировались случайные значения основных физико механических характеристик и строились случайные диаграммы одноосного сжатия « ~ ». Генерация осуществлялась по равно мерному, нормальному и логарифмически нормальному законам распределения с различными значениями коэффициентов вариации, которые свойственны данному механическому параметру.

а) б) Рис. 6. Распределение перемещений после завершения итерационного процесса, полученные с учетом разупрочнения пород а) в среде с усредненными значениями свойств горных пород;

б) в стохасти чески неоднородной среде с максимальной вариацией модуля упругости, ко эффициента Пуассона, пределов прочности на одноосное сжатие и растя жение Из рисунков 6 и 7 следует, что стохастический разброс свойств горных пород оказывает существенное влияние на состоя ние приконтурного массива, в частности увеличивает перемещения породного контура на 40-50%.

а) б) 0, 0, 0, 0, Перемещения Перемещения 0,5 0, 0,4 0, 0,3 0, 0,2 0, 0, 0, 1 3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 1 35 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 Номера узлов контура выработки Номера узлов контура выработки 1 2 3 4 5 1 6 7 8 Рис. 7. Перемещения контура выработки с учетом изменчивости а) де формационных, б) прочностных характеристик горных пород 1 – однородная модель Е=7000 MПa, =0,25,Rc=25 MПa;

2, 3, 4 – стохастические модели (E и варьировались по равномерному зако ну с вариацией 30%, 45%, 60%, Rc=const=25 MПa);

5 – стохастическая модель (E и варьировались по нормальному закону с вариацией 30%, Rc=const=25 MПa);

6 – Е, = const;

предел прочности на одноосное сжатие варьировался по нормальному закону с вариацией 30 %;

7 - Е,, Rc варьировались по нормальному закону с вариацией 30 %.

8 - Е, варьировались по равномерному закону с вариацией 60 %, Rc – по нормальному закону с вариацией 30 %;

9 - Е, варьировались по равномерному закону с вариацией 60 %, Rc – по ло гарифмически нормальному закону с вариацией 50 %.

Естественный разброс основных физико-механических харак теристик отражается и на размере зоны неупругих деформаций в окрестности выработки. В качестве критерия прочности использо вано условие Парчевского-Шашенко [3]:

( х y ) 2 + 4 xy Rc2 (1 ) Rc ( x + y ) 0, (4) Различие между суммарной площадью разрушенных элемен тов в среде с усредненными свойствами rLодн и в среде со случайно распределенными свойствами rLстох составляет 30-35%.

Таким образом, с использованием методов имитационного моделирования разработан алгоритм определения напряженно деформированного состояния породного массива, деформирующе гося за пределом прочности с учетом стохастического разброса физико-механических свойств породной среды. Данный алгоритм позволяет с наибольшей адекватностью моделировать различные горнотехнические ситуации, связанные с добычей полезных иско паемых и поддержанием подземных выработок.

Обобщение результатов вычислительного эксперимента.

Для оценки значимости каждого из перечисленных факторов, а также для практического использования установленных законо мерностей результаты вычислительного эксперимента были обоб щены на основе метода группового учета аргументов и построены прогностические модели для величин и rL U стох одн rL rL rL = 100% одн rL U = 13,03 E + 12,09 1,86 Rc (5) R rL = 5,27Rc 0,97RР + 1,65Rc (6) h, где R - радиус кривизны криволинейной части контура выра ботки, h - длина прямолинейной части.

Величины U и rL характеризуют отличие смещений и зон разрушений, полученных с учетом изменчивости исходных данных от их аналогов, полученных из детерминированного решения.

Полученные зависимости при подстановке в (7) и (8) позво ляют уточнить те геомеханические расчеты, которые выполнены без учета стохастической неоднородности породной среды.

(7) ur = ur (1 + 0,01 u), стох одн (8) rL = rL (1+ 0,01 rL ).

стох одн Выводы 1.Естественный стохастический разброс физико-механических характеристик в пределах области массива, в которой реализуется проявление горного давления, оказывает существенное влияние на интенсивность этого проявления, а именно на величину смещений обнаженной поверхности, а также на размеры зоны неупругих де формаций. Причем, существенность этого влияния (до 40-50%) имеет место именно в случае функционирования подземной выра ботки в неупругой, разрыхленной, разупрочняющейся среде.

2.Степень влияния стохастического разброса свойств опреде ляется величиной вариации значений каждой из механических ха рактеристик относительно среднего. Это следует из тех расчетов, в которых варьировались в различной степени: модуль упругости, пределы прочности на сжатие и растяжение, коэффициент Пуассо на.

3.Исходя из установленных закономерностей вероятностного распределения свойств горных пород, выработаны принципы ими тационного моделирования стохастической неоднородности пород ного массива и разработан алгоритм определения его напряженно деформированного состояния в окрестности выработок с учетом изменчивости основных деформационных и прочностных характе ристик, что повышает достоверность геомеханических расчетов.

4.Расчетами по разработанному алгоритму установлено, что неоднородность породного массива, проявляющаяся в естествен ном разбросе показателей его физико-механических свойств, обу славливает увеличение (по сравнению с однородной средой) на 30 40% смещений контура выработки и размеров зоны разрушений в зависимости от величин вариации основных деформационных и прочностных характеристик пород (модуля упругости, коэффици ента Пуассона, пределов прочности на одноосное сжатие и растя жение).

На основе метода группового учета аргументов (МГУА) обоб щены результаты вычислительного эксперимента представительно го объема и получены обобщающие многофакторные зависимости для учета вариации исходных данных при расчете перемещений контура протяженной выработки и размеров зон разрушение в ее окрестности, что позволяет уточнить геомеханические расчеты, по лученные в детерминированной постановке.

Литература Шашенко А.Н., Сдвижкова Е.А., Кужель С.В. Масштабный 1.

эффект в горных породах. – Днепропетровск: Арт-Пресс, 2004.– 129 с.

Шашенко А.Н., Янко В.И., Солодянкин А.В. Определение 2.

напряженно деформированного состояния массива с учетом эффек та разупрочнения // Известия Тульского государственного универ ситета. Серия «Геомеханика. Механика подземных сооружений». – Тула: Гриф и К. – 2003. – Вып. 1. – С. 327-332.

3. Шашенко А.Н., Тулуб С.Б., Сдвижкова Е.А. Некоторые задачи статистической геомеханики.– К.: Пульсари, 2001.– 243 с.

УДК 622. Гайко Г.И., д.т.н., проф.

(Донбасский государственный технический университет) ИСТОРИЯ И ПЕРСПЕКТИВЫ ПРИМЕНЕНИЯ КРЕПЕЙ ТРАПЕЦИЕВИДНОГО (ПРЯМОУГОЛЬНОГО) ОЧЕРТАНИЯ История развития форм и видов крепи горных выработок уже в древнем мире представлена двумя основными формами – арочной и прямоугольной [1]. Начало освоения подземного пространства было связано со сводчатой формой выработок (без крепи), аналог которой древние строители видели в форме свода естественного равновесия природных пещер и гротов. Первые крепи в виде дере вянных стоек или столбовых элементов каменной кладки использо вались в выработках различного очертания. Позже они трансфор мировались в привычные для нас прямоугольные деревянные рамы и каменные крепи арочной формы. Примечательно, что до нашего времени сохранились останки рамных крепей Лаврийских и Кипр ских рудников, которые датированы V столетием до Р.Х. Не смотря на малые размеры элементов (не более 1 – 1,2 м), они уже имели все основные конструктивные признаки рамной крепи. Первые подземные сводчатые конструкции из каменной кладки также да тируют I тыс. до Р.Х., причём узкая и высокая форма древних вы работок (например, Царский курган в Пантикапее) свидетельствует об интуитивном (эмпирическом?) понимании устойчивого состоя ния свода. Следует отметить значительное преобладание прямо угольной формы выработок при добыче полезных ископаемых. Это во многом объясняется меньшей трудоёмкостью и стоимостью де ревянной крепи по сравнению с каменной, более эффективным ис пользованием прямоугольной формы поперечного сечения выра ботки.

С изобретением в 1783 г. способа проката фасонного железа с помощью специальных валков, металлические конструкции начи нают широко применяться в строительстве и железнодорожном транспорте. Начиная с 60-х годов ХIХ в. рельсовый и двутавровый профиль стали применять на шахтах Чехии и Германии, сначала в виде прямолинейных верхняков, а позже – рам трапециевидного очертания (по аналогии с деревянными конструкциями). Не достаточная несущая способность прямолинейных верхняков, ра ботающих на изгиб, ограничивала ширину выработок и их функ циональную нагрузку, поскольку применявшееся усиление проме жуточными стойками существенно снижало транспортные возмож ности выработки. Поэтому уже к концу ХIХ в. преимущественное применение получают жёсткие рамы арочной формы. Использова ние в конструкциях шарнирных (с 1924 г.) и податливых (с 1932 г.) соединений ещё больше способствовало распространению крепи арочной формы, не смотря на повышенный расход металла (увели ченная длина периметра) и дополнительные объёмы проходческих работ (отработка сводчатой части сечения). Это объяснялось боль шей надёжностью работы арочной крепи в определённом диапазоне горнотехнических условий, что в последствии привело к универ сальному, практически повсеместному использованию стальных рам арочной формы.

Как утверждал проф. А.П. Максимов, «арка из спецпрофиля справедливо считается одним из лучших конструктивных решений, однако было бы ошибочным считать это решение универсальным».

Ошибочность такого подхода содействовала не только значитель ному удорожанию строительства горных выработок, но и много численным отказам крепи, большим объёмам ремонтных работ.

Так, около 30% рам на шахтах Украины находятся в деформиро ванном состоянии, ежегодные объёмы перекреплений составляют до 10% от протяженности поддерживаемых выработок [2].

Одной из отличительных особенностей формирования нагруз ки на крепь в условиях больших глубин является быстрый рост зо ны неупругих деформаций при отсутствии отпора крепи. Наличие пустот закрепного пространства, особенно в кровле выработки арочной формы, приводит к беспрепятственному развитию дефор маций пород, формированию повышенных нагрузок, неблагопри ятным контактным условиям взаимодействия крепи с массивом (сосредоточенные нагрузки). Экстенсивный путь повышения мате риалоёмкости арочной крепи (тяжёлые типы профилей, увеличен ная плотность установки рам) не решают проблему устойчивого поддержания горных выработок, особенно в зоне влияния очист ных работ [3]. В этой связи перспективными представляются новые конструктивно-технологические решения рамных крепей прямо угольной (трапециевидной) формы, которые обеспечивают быст рый ввод конструкции в работу, эффективные контактные условия взаимодействия с массивом, использование несущей способности вмещающих пород.

Весьма эффективным способом обеспечения взаимодействия крепи с массивом следует считать начальный распор прямолиней ных элементов стоек крепи между кровлей и почвой выработки.

Разработанная в ДонГТУ технология предполагает использование гидродомкратов, создающих усилие распора стоек рамы, которое фиксируют затягиванием резьбовых элементов на узлах податливо сти. Для повышения равномерности распределения реактивных на грузок при распоре и выравнивания действующих усилий в верхня ке целесообразно использовать консольную конструкцию рамы [4].

Распор крепи обеспечивает введение её в работу сразу после монтажа, создаёт обжатие кровли (увеличивает силы трения между породными отдельностями), формирует равномерное распределе ние нагрузки, что значительно ограничивает расслоения пород кровли, снижает усилия в крепи. Однако, при больших пролётах рам, а также в условиях влияния очистных работ целесообразно применять усиление крепи анкерами.

Следует отметить, что применение традиционных рамно анкерных крепей не нашло широкого распространения из-за труд ности обеспечения совместного, податливого режима работы анке ров и несущих элементов рамы, а также из-за наличия пустот за крепного пространства и отсутствия взаимодействия рамы с пород ным контуром. В настоящее время эти проблемы решены для пря моугольных (трапециевидных) крепей с помощью технологии рас пора рамы и конструкции податливых канатных анкеров (допусти мое удлинение каната составляет не менее 18%). Канатный анкер закрепляется в донной части шпура при помощи синтетических или цементных смесей на участке 0,5 – 1 м. Длина его вантовой части составляет, как правило, около 2 м, что обеспечивает податливость анкера около 350 мм и несущую способность до 280 кН.

Для обеспечения устойчивости подготовительных выработок Донбасским ГТУ совместно с Краковской горно-металлургической академией разработана конструкция пространственного усиления крепи с помощью продольных балок, которые устанавливают под верхняки рам и закрепляют канатными анкерами (рис. 1). Усиле ние прямолинейных верхняков 1, ориентированных днищем к по роде, целесообразно производить с помощью швеллерных балок 2, «подшитых» к кровле канатными анкерами 3 (рис. 2). Благодаря наличию в усиливающих балках 2 специальных пазов 4, происхо дит фиксация рам в проектном положении, реализуются функции межрамных стяжек, выравниваются усилия, действующие в сосед них рамах. Рекомендуется использовать лёгкие швеллеры длиной 2,5 м (одновременный подхват трёх верхняков при межрамном рас стоянии 1 м). При длине верхняка более 3 м следует применять две продольные балки. Шаг установки анкеров 1 м, усилие натяжения 50 кН.

Рис. 1 – Усиление рамной крепи продольными балками и канатными анкерами Предложенная конструкция позволяет временно демонтиро вать одну из стоек рамной крепи (с удержанием верхняка подхва тами и анкерами) для установки крайней секции механизированно го комплекса лавы, что снижает трудоёмкость монтажных работ при подвигании очистной выработки.

Таким образом, предложенные технические решения (распор рамной крепи, применение податливых канатных анкеров и жёст ких продольных связей) позволяет объединить рамы в единую про странственную систему, обеспечить подпор верхняков в наиболее опасных сечениях без загромождения выработки стойками, снижа ет дезинтеграцию и смещения пород кровли. Это открывает прин ципиально новые возможности эффективного использования «ста рых» конструкций прямоугольных (трапециевидных) крепей гор ных выработок.

Рис. 2 – Пространственное усиление трапециевидной крепи Литература 1. Гайко Г.И. История горной техники: Учебное пособие. - Ал чевск: ДГМИ, 2001. – 134 с.

2. Литвинский Г.Г., Гайко Г.И., Кулдыркаев Н.И. Стальные рам ные крепи горных выработок. – К.: Техника, 1999. – 216 с.

3. Зборщик М.П. Арочная форма участковых подготовительных выработок малоэффективна при отработке пологих угольных пластов на больших глубинах// Современные проблемы шахт ного и подземного строительства. – Донецк: Норд-Пресс, 2005. – Вып. 6.

4. Бабиюк Г.В., Гайко Г.И., Стельмах В.М. Управление процес сом деформирования пород при креплении выработок рамной податливой крепью// Известия вузов. Горный журнал. – 1997.

- № 9 – 10. – С. 31 – 36.

Шевцов Н.Р., д.т.н., проф.

Борщевский С.В., к.т.н., доц.

Шкуматов А.Н., инж.

(Донецкий национальный технический университет, Украина) ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ВСКРЫТИИ, ПОДГОТОВКЕ И РАЗРАБОТКЕ КРИВОРОЖСКИХ ЖЕЛЕЗНЫХ РУД В середине мая 2006 г. в Кривом Роге на базе национального технического университета состоялась международная научно практическая конференция, посвященная 125-летию со дня начала промышленной добычи криворожских железных руд. В ее работе приняли участие авторы данной информации.

Город Кривой Рог протянулся с севера на юг – вдоль железо рудной залежи на 123 км, максимальная ширина 5…7 км;

цен тральная часть расположена в широко известном (по команде КВН) 95-ом квартале. К северу от него размещены шахты (рудники) (ГЗК – гірничорудні збагачувальні комбінати), а к югу – карьеры.

Концепцией развития горно-металлургического комплекса Украины предусмотрено до 2010 г. ежегодно производить пример но 60 млн. т железорудной продукции, в том числе предприятиями с подземным способом разработки - не менее 14 млн. т. Для этого необходимо ежегодно добывать 143 млн. т сырой железной руды [1].

На долю открытых горных работ приходится около 70% об щего объема добычи полезных ископаемых вообще и более 90% строительных материалов. Такому широкому развитию данной от расли в значительной степени способствовало и способствует вне дрение в практику результатов научных исследований по созданию новых и совершенствованию существующих технологии, техники и организации работ. Основными техническими направлениями дальнейшего совершенствования технологии открытых горных ра бот являются:

- повышение эффективности технологических схем путем комплексной механизации и оптимизации параметров используе мого оборудования;

- разработка и внедрение новых технологических схем с включением техники цикличного и непрерывного действия;

- рациональная комплектация оборудования;

- всемерное расширение области применения прогрессивных технологических решений с использованием специально создавае мого карьерного оборудования и комбинированного транспорта;

- применение совершенных форм организации и управления массовыми горными работами.

В настоящее время глубина карьеров в Криворожском бассей не превышает 350 м. Это приводит к усложнению и удорожанию добычи полезных ископаемых. Для эффективной работы карьера необходима своевременная подготовка новых запасов, что требует выполнения большого объема вскрышных работ. Одним из направ лений их сокращения является применение комбинированного (от крытого и подземного) способа отработки месторождения. По про гнозам специалистов через 8…10 лет добыча железной руды от крытым способом в этом регионе станет нерентабельной. Поэтому в настоящее время прорабатываются вопросы сооружения на ниж них горизонтах карьера штолен для добычи полезного ископаемого из бортов (рис.1).

Это дает возможность непосредственно приступить к извлече нию полезного ископаемого, используя имеющуюся инфраструкту ру карьера. Следует отметить, что комбинированная открыто подземная разработка также находит применение и при добыче ал мазов в республике Саха (Якутия), где, в отличие от условий Крив басса, на дне карьера вместо горизонтальных штолен сооружают вертикальные стволы. В то же время применение комбинированной схемы ставит ряд дополнительных технологических вопросов, что требует интеграции усилий проектировщиков, технологов и науч ных работников.

Крупнейшим предприятием Украины по добыче железной ру ды подземным способом является открытое акционерное общество «Криворожский железорудный комбинат» - правопреемник произ водственного объединения «Кривбассруда», обеспечивающее еже годное производство железорудного сырья в объеме более 7 млн.

тонн. Создание новой управленческой команды, проведенная рест руктуризация производства позволили вывести комбинат на новые рубежи по производству железорудного сырья (за последние 5 лет объемы выпуска товарной руды увеличилась на 50%, т.е. с 4,7 млн.

т в 1999 г. до 7 млн. т в 2005 г.). При этом значительное внимание уделяется вопросам подготовки производства для успешной работы предприятия в будущем. За последние годы сданы в эксплуатацию три новых горизонта с общими запасами более 40 млн. т, регулярно производятся капитальные и текущие ремонты основных производ ственных фондов и их реконструкция.

1 Рис. 1 – Схема отработки карьера комбинированным (открытым и под земным) способом:

1 – нерабочий борт, 2 – рабочий борт, 3 – штольня Сырьевая база комбината (запасы богатых железных руд) на сегодняшний день составляют более 240 млн. т со средним качест вом в массиве 57…60%. Кроме того, имеется возможность вовле чения в добычу магнетитовых кварцитов, общие запасы которых составляют более 940 млн. тонн со средним содержанием магнит ного железа более 27%.

В состав комбината входят четыре шахты: «Родина», «Ок тябрьская», «Гвардейская» и им. Ленина, которые осуществляют добычу железной руды с подземных горизонтов, расположенных на глубинах 1200…1350 м и дальнейшую ее переработку на дробиль но-сортировочных фабриках. Шахты комбината имеют огромные перспективы по наращиванию объемов добычи железорудного сы рья и повышению качества в производимой из него товарной руде.

Наша делегация посетила шахту «Гвардейская». Рудное тело вскрыто двумя вертикальными стволами, причем один из них – вентиляционный пройден до горизонта 700 м, а второй после неод нократных углубок – до горизонта 1370 м (рис. 2). Кстати, оба ствола в 50-х годах ХХ столетия были пройдены трестом «Донецк шахтопроходка» под руководством Анатолия Андреевича Макаро ва.

Рис. 2 – Башенные копры шахты «Гвардейская»

Воздухоподающий ствол оборудован трехэтажной клетью на 50 человек и двумя скипами;

проводники – коробчатого профиля.

Разрабатываемая железная руда – это пластообразное геологиче ское тело докембриевского происхождения, боковые породы – ме таморфизованный магматический амфиболист с максимально воз можной по шкале проф. М.М. Протодьяконова крепостью. Содер жание железа в руде от 68…69% в висячем боке до 46% в лежачем боке.

Мы посетили новый горизонт 1370 м и действующий горизонт 1270 м, а также промежуточный горизонт 1350 м. Сопровождал де легацию главный инженер шахтостроительного управления Юрий Федорович Пепел.

На горизонтах 1370 м и 1270 м необычно по сравнению с Донбассом холодно: по данным гидрогеолога (он находился в шах те) температура воды в выработке равна 21,50С, а в трещинах гор ных пород – 26,50С. В то же время вода отличается весьма высокой минерализацией – до 140 г/л. Поэтому по шахтным канавкам текут темно-красные потоки (рис. 3).

Рис. 3 – Общий вид водопотока по шахтной канавке Система разработки пластообразной рудной залежи – камер ная. Для этого со штрека через каждые 50 м проводятся вкрест про стирания блоковые орты длиной до 300 м (залежь простирается на 1200 м). Из ортов вверх проходятся восстающие, на которые буро взрывным способом ведется отбойка руды в камере.

Таким образом в рудной шахте отсутствуют наклонные гор ные выработки. Она представлена системой полевых и пластовых горизонтальных и массой восстающих выработок различного на значения, в том числе слепых стволов. Все вертикальные выработ ки и полевые горизонтальные выработки шахты крепятся набрыз гбетоном в сочетании с анкерной крепью (штреки закреплены трех звенной арочной металлической крепью). Причем по кровле выра боток монтируется из арматурных прутов решетка с размером яче ек порядка 300х300 мм. Проектная толщина постоянной набрызгбе тонной крепи равна 50 мм, а временной – 30 мм. Набрызгбетон на носится механическим способом. Например, в вертикальных выра ботках (минимальный их диаметр равен 3,5 м) операция нанесения выполняется после двух циклов взрывания. По словам Ю.Ф. Пепе ла, это весьма трудоемкая операция. Поэтому он с профессиональ ным интересом познакомился с основными положениями разрабо танной кафедрой СШ и ПС ДонНТУ технологии взрывного набрыз гбетонирования.

Сечение капитальных горизонтальных горных выработок рав но не менее 20 м2. Они представляют собой, как видно из рис. 4, грандиозное зрелище.

Рис. 4 – Общий вид капитальных горных выработок, закрепленных набрызгбетоном и анкерной крепями Вместе с тем следует отметить, что отсутствие необходимости применения рамной, бетонной или другого вида монолитной крепи привело к игнорированию одного из основных требований к буро взрывным работам – обеспечение минимальных переборов породы за проектным сечением (3…5%). В выработках, закрепленных на брызгбетонной крепью, контур выработки имеет самые причудли вые формы (на кровле и боках выработки имеют место выступы, впадины, расширения, сужения и т.д.). Поэтому эти выработки в общем плане походят на пещеры.

Для транспортировки руды применяются контактные электро возы (рис. 5) и вагонетки емкостью 10 т;

рельсовый путь настлан из железнодорожных рельсов Р45.

Рис. 5 – Общий вид выработки, оборудованной электровозной откаткой На горизонте 1370 м смонтирована щековая дробилка – для измельчения руды до фракции 20…30 мм. Высота выработки на этом участке равна 10 м (рис. 6).

Рис. 6 – Общий вид щековой дробилки, размещенной в выработке Рядом в боковых породах пройден слепой ствол. Он необхо дим для углубки главного ствола.

На горизонте 1270 м в околоствольном дворе расположена ка мера опрокида. Высота выработки в этом месте равна примерно м (рис. 7).

Рис. 7 – Общий вид шахтного опрокида Перед опрокидом ведется выборка из руды громоздких пред метов. В частности, нашему вниманию предстали извлеченные от резки коробчатых проводников.

В заключение приводим краткую информацию о некоторых особенностях буровзрывной технологии при углубке вертикальных стволов и проходке слепых стволов. В качестве ВВ применяется детонит М в патронах диаметром 32 мм;

диаметр шпуров – 41… мм. Шпуры бурят ручными перфораторами. Поэтому их глубина не превышает 2,5…3,0 м. После взрывания остаются стаканы глуби ной 0,5…0,7 м. Вторая фаза уборки не производится. Однако чтобы зарядить шпуры через разбуненный массив породы, поступают следующим образом. На глубину 0,5…0,7 м по сетке предполагае мых шпуров бурят вспомогательные шпуры диаметром 65 мм, в ко торые забивают металлические трубы. Через эти трубы бурят шпу ры нового цикла, заряжают их, заполняют забойкой и производят взрывание зарядов в заданной последовательности.

Таким образом, строительство и эксплуатация криворожских карьеров и рудников несколько отличаются от строительства и экс плуатации разрезов и угольных шахт Донбасса. Эти особенности следует учитывать при разработке универсального горно-шахтного оборудования и новых горных технологий, а также в процессе ве дения учебного процесса.

Литература Андрєєв Б.М. Наукове обґрунтування технології і параметрів 1.

вибухової відбійки при підземному добуванні руд в умовах техногенезу на НДР: Автореф. дис... д-ра техн. наук: 05.15.12 / Криворізький технічний університет. – Кривий Ріг, 2006. – 36 с.

УДК 622. Рубинский А.А. к.т.н., Бондаренко А.Д., инж.

(Макеевский научно-исследовательский институт, Украина) ОБ ОБРАЗОВАНИИ МЕЛКИХ ФРАКЦИЙ УГЛЯ, ПОРОДЫ ПРИ ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ЯВЛЕНИЯХ При добыче угля и проведении подготовительных выработок на шахтах опасных по внезапным выбросам особое значение при обретает обеспечение безопасности работ. Одной из наиболее ост рых проблем в настоящее время является прогнозирование и пре дотвращение газодинамических явлений (ГДЯ) [1], и, в частности, внезапных выбросов угля (породы) и газа при проведении вырабо ток.

Данная проблема может быть решена на основе общности при роды выбросоопасности и механизма возникновения и протекания выбросов [2-9].

Именно этот методический подход позволил создать целый ряд новых способов прогноза выбросоопасности не только для уголь ных пластов и песчаников Донбасса (осадочных горных пород), но и порфиритов (изверженных горных пород) [3,4,5,6].

При расследовании ГДЯ дополнительным признаком внезапно го выброса угля и газа является наличие тонкой угольной пыли на откосе выброшенной угля (массы) и на крепи [4,5], а отличитель ными признаками выброса породы и газа является расслоение по роды на тонкие чешуеобразные пластинки и дробление значитель ной части породы до размеров крупнозернистого песка.

Однако механизм образования в массиве и распространение в выработках мелких фракций угля, породы и газа в достаточной ме ре не изучен.

Целью данной работы является установление возможности раз рушения горных пород на мельчайшие частицы: углей до пылевид ного состояния (бешенной муки), а песчаников, солей и порфири тов до размеров крупно, средне и мелкозернистого песка при воз никновении и протекании выбросов.

Задачами работы являются:

1. Определение механизма внезапных выбросов угля, породы и газа.

2. Доказательство возможности разрыхления горных пород в процессе их газонасыщения и разгрузки.

Анализ публикаций показывает, что механизмом выбросов угля и метана, песчаника и метана процесс разрушения угольного (по родного) массива рассматривается в настоящее время в трех основ ных теоретических моделях [2].

1. Возникновение волны дробления выделяющимся газом, вследствии быстрого обнажения свободной поверхности и разгруз ки (ИПМ АН СССР, ИГД им. А.А. Скочинского, ВНИМИ).

2. Разрушение угля фильтрующимся газом (МакНИИ, ИГД им.

А.А. Скочинского).

3. Лавинное разрушение угля под совместным действием меха нических напряжений и давления газа (ИГД им. А.А. Скочинского, ИГТМ АН Украины, ВНИМИ, МакНИИ, ИПМ АН СССР).

В МакНИИ, а затем ДонНТУ, развивается теория механизма выбросов горных пород, основанная на совместном действии гор ного давления на газонасыщенный горный массив. Разрушение горных пород при этом рассматривается как результат появления деформаций упругого восстановления, упругого последействия и обратной ползучести взятый нами, за основу в данных исследова ниях. Однако и этот механизм не раскрывает факта разрушения горных пород до мелких частиц. Появление мелких фракций связы вается с истиранием раздробленных частиц угля при его транспор тировании газом по выработке [2].

Не исключаем наличия истирания угольных частиц при их транспортировании по выработке газом. Однако основная масса мелко раздробленного угольного вещества или дробление песчани ка, порфирита, до мелких фракций может происходить в процессе развития роста трещин и при отделении частиц горной массы от массива с последующим выносом их в выработку.

Доказательством служат следующие исследования.

Лабораторное моделирование процесса разрушения образцов угля (песчаника) при разгрузке на установке МакНИИ. Опыты опи саны довольно подробно [9]. Однако не описан процесс при кото ром из колбы газом выбрасывалось огромное количество мелкоиз мельченного угля и песчаника. Данное разрушение наблюдалось при газонасыщении угля и не наблюдалось при его отсутствии.

Песчаник разрушался до состояния песка. Во всех опытах отсутст вовала возможность истирания угля или песчаника от трения при транспортировке горной массы.

Процесс разрыхления при моделировании выбросов (разруше ния) угля до состояния мелких фракций подтверждают и аналогич ные опыты, выполненные в ИГД им. А.А. Скочинского. Данные опыты подтвердили хорошее совпадение средних скоростей разру шения угля при внезапных выбросах в шахтных условиях со скоро стями разрушения в лабораторных условиях (3,6…15,8 м/с), нали чие высокой степени измельчения угля (величина вновь образую щейся поверхности более 40 см2/г).

Образование каверны и отброс угля в потоке расширяющегося газа в описанных случаях, наличие тонкоизмельченного угля соот ветствуют процессам происходящим при выбросах угля, породы и газа.

В МакНИИ выполнены лабораторные исследования влияния газонасыщения на изменение свойств и состояния горных пород выбросоопасных зон. Для настоящего исследования важными яв ляются лабораторные опыты по изучению влияния газонасыщения на процесс разрыхления пород при их газонасыщении.

Лабораторная оценка разрыхления породы при разгрузке осу ществлялась по методике проведения экспериментов на установке МакНИИ [2,9], но были дополнены измерениями динамических модулей упругости величина которых (при прочих равных услови ях) зависит от плотности среды. Динамические модули упругости определялись по скорости прохождения ультразвуковых волн.

Деформационные характеристики определяли с помощью тен зодатчиков, которые через специальный коммутатор последова тельно подключались к измерительному устройству ЦТМ-3 и шлейфовому осциллографу (ША). Запись результатов измерений производилась с помощью цифро-печатающего устройства типа СД-107Д с фиксацией информации на бумажной ленте, на которой также указывался номер тензодатчика.

Было изготовлено 40 образцов, которые разделены на две груп пы (по двадцать в каждой). Образцы одной из групп были покрыты четырьмя-пятью слоями клея БФ-2 по всей поверхности для пре дотвращения проникновения газа, другой группы – только по тор цам.

Образцы первой группы помещали в установку и производили их погружение осевым (с помощью пресса) и боковым (с помощью газа под давлением) по схеме ос 1 = 2 = P, ступенями по МПа и 0,75 МПа. Данные этих исследований представлены в таб лицах 1,2 первой строкой, характер изменения динамического мо дуля упругости и интенсивности фронта звуковой волны для ос тальных при различном боковом давлении ступеней измерения аналогичен. Динамический модуль упругости и интенсивность сиг нала возрастали с повышением уровня осевого до 56 МПа и боко вого до 13 МПа давлений. В таблицах 1 и 2 эти данные представле ны одной строкой при Рбок = О. Результаты измерений при других ступенях бокового нагружения подобны.

Таблица Изменение динамического модуля упругости при газона сыщении Динамический модуль упругости, Е х 104, МПа по ступеням нагружения, Р, МПа МПа 7,0 14,0 21,0 28,0 38,0 42,0 49,0 56,0 63,0 70, 0,0 2,9 3,4 3,9 4,1 4,4 4,6 4,8 4,7 4,6 4, 1,5 3,0 3,5 4,0 4,2 4,3 4,4 4,4 4,4 4,4 4, 3,0 2,7 3,2 3,7 4,0 4,2 4,2 4,2 4,2 4,2 4, 7,5 3,1 3,5 3,8 3,9 3,8 3,8 3,5 3,5 3,4 13,0 3,1 3,4 3,5 3,3 3,2 3,4 - - - Таблица Динамика интенсивности фронта звуковой волны Интенсивность N, дб по ступеням нагружения, МПа Р, МПа 7,0 14,0 21,0 28,0 35,0 42, 0,0 47 56 61 65 66 1,5 35 41 44 47 48 3,0 28 36 38 40 41 7,5 43 46 47 48 49 13,0 45 49 49 49 49 При осевом давлении ос 0,8 сж в большинстве негазонасы щенных образцов начинается разрыхление породы. Это доказывает, как уменьшение величины динамического модуля упругости, так и величины сигнала интенсивности фронта звуковой волны. Поэтому образцы второй группы нагружались до осевого давления 56 МПа.

Группы нагружались по той же схеме. Данные по ним пред ставлены в таблицах 1 и 2 строками с боковым давлением Рбок О.

Каждый показатель этих исследований соответствует среднему по трем-пяти образцам.

Результаты экспериментов табл. 1 доказывают, что повышение осевой нагрузки приводит к росту динамического модуля упруго сти, а затем к его уменьшению. При этом происходит разрыхление породы, что подтверждают данные измерений интенсивности сиг нала (таблица 2). С ростом газонасыщения величина динамического модуля упругости уменьшается.

Для доказательств правильности этого положения для шести ступеней напряжения рассчитано отношение динамических моду лей упругости полученных при метанонасыщении под давлением 0,0 МПа и 13,0 МПа. Получен ряд отношений 0,9-1,0-1,1-1,2-1,4 1,5, доказывающий существенность изменений.

Анализ изменения интенсивности фронта ультразвуковой вол ны для образцов первой группы, данные по которым представлены в первой строке показывают, что с повышением уровня нагружения негазонасыщенных песчаников интенсивность сигнала возрастает.

Происходит, вероятно уплотнение образца при сжатии. Наличие га за в песчаниках приводит к тому, что интенсивность сигнала с по вышением уровня метанонасыщения падает. Наибольшее разрых ление породы наблюдается до давления насыщения метаном по рядка 3,0 МПа. Дальнейшее повышение давления не приводит к восстановлению интенсивности сигнала.

Сравнение относительной объемной деформации ( v ) при на гружении и разгрузке газонасыщенных и негазонасыщенных об разцов при различных боковых давлениях, позволило констатиро вать [2], что при нагружении газ в порах размером менее 10-7 м препятствует деформированию (сжатию) тела, а при разгрузке, на оборот повышает его деформируемость (растяжение), т.е. имеет место дополнительное разрыхление породы.

Полученные результаты показывают, что увеличению давления насыщения породы газом соответствует уменьшение динамических модулей упругости при разгрузке образцов, находившихся в со стоянии трехосного сжатия. Следовательно, изменение скорости прохождения звуковой волны через образец породы является пря мым доказательством разрыхления ее скелета, происшедшим при разгрузке газонасыщенной породы.

Ранее выполненными исследованиями доказано, что в выбро соопасных горных породах при выбросах возникают деформации расширения объема, а данными лабораторными опытами и теоре тическими оценками [10] доказана реальность возникновения де формаций разноименного знака, которые фактически разрывают отделяющиеся пластинки породы на мелкие куски, размеры кото рых соизмеримы с размерами породообразующихся минералов, а углей – пылевидного состояния. Благодаря наличию тонкоизмель ченной выброшенной горной массы, коэффициент разрыхления по род (углей) превышает 1,35…1,4 и чаще всего лежит в пределах 1,7…2,0.

Последними исследованиями, выполненными МакНИИ при обосновании природы и механизма выдавливаний, было показано, что с позиций теории запредельного деформирования, увеличение объема образца угля при запредельном деформировании, так назы ваемое "дилатансионное" увеличение объема составляет 1,2…1, [8].

Отобранные для анализа, официально зарегистрированные слу чаи внезапных выдавливаний, показывают, что коэффициенты раз рыхления угольного пласта при выдавливаниях составляли 1,1…2,2, в среднем 1,4, т.е. в некоторых случаях они выше чем уве личение объема образца при испытаниях [8].

Большие величины коэффициентов разрыхления горной массы показывают, что внезапные выдавливания, зарегистрированные МакНИИ, и принятые к анализу могли развиваться внутри массива как выбросы, но в силу изменения горно-геологических и горно технических условий при ведении горных работ позволило свое временно устранить движущую силу: высокое давление газа и большое его количество в массиве, а остаточное оказалось доста точным для такого явления как выдавливание.

Данные выдавливания подтверждают, что разрыхления горной массы происходят в массиве не только под действием напряженно го состояния внешнего по отношению к твердой фазе выбросо опасной зоны, но и под воздействием газового фактора выбросо опасных зон.

Из данного анализа вытекает следующий вывод.

Разрушение горных пород, в выбросоопасных зонах происхо дит от деформаций возникающих при разгрузке газонасыщенных зон с дополнительным разрыхлением пород вблизи забоя выработ ки под действием газа. При этом величина "газодилатансии" может превышать обычную дилатансию в 1,2-1,4 раза. Она способствует уменьшению деформаций сближения боковых пород и влияет на величину выдвигания (отжима) угля перед выбросами, способствуя уменьшению зоны разгрузки и приближению зоны повышенных напряжений (максимальной величины горного давления) к забою.

В процессе прорастания трещин, под действием деформаций упругого последействия и обратной ползучести происходит отде ление отдельных зерен или мельчайших пылевидных частиц угля и пород. Рост трещин сопровождается увеличением выделения в них газа, что вызывает дополнительное разрушение поверхности тре щин, стабилизации давления газа в трещине. Отделение пластин от горной массы приводит к резкому падению давления газа, дополни тельному разрушению пласта, а на поверхности пластин – возник новение растягивающих и сжимающих деформаций, которые при водят к дополнительному отделению мельчайших фракций пород (при выбросах угля – пылевидных частиц).

Литература 1. Рубинский А.А., Мхатвари Т.Я., Ризниченко А.И. Состояние отработки шахтопластов Украинского Донбасса, склонных к газодинамическим явлениям в 2004 году //Способы и средства создания безопасных и здоровых условий труда в угольных шахтах) Сб. научн. тр. МакНИИ. – Макеевка-Донбасс, 2005. – С. 100-107.

2. Николин В.И., Заболотный А.Г., Лунев С.Г. Современное представления природы выбросоопасности и механизма вы бросов как научная основа безопасности труда. – ДонГТУ. – Донецк. – 1999. – 96 стр.

3. Гончаренко В.Л. Петрофизические основы технологии про гнозирования выбросоопасности угольных пластов. – Руко пись автореферата дис. на соиск. ученой степени докт. техн.

наук. – Днепропетровск. – 2000. – 32 с.

4. Инструкция по безопасному ведению горных работ на пла стах, склонных к внезапным выбросам угля, породы и газа. – М.: Недра. – 1977. – 160 с.

5. Инструкция по безопасному ведению горных работ на пла стах, опасных по внезапным выбросам угля, породы и газа. – М., ИГД им. А.А. Скочинского, 1989. – 192 с.

6. Николин В.И., Александров С.Н., Бондаренко А.Д. Временная инструкция по борьбе с выбросами породы и газа при проход ке тоннелей. – М.: Информэнерго, 1981. – 13 с.

7. Христианович С.А., Салганик Р.Н. Внезапные выбросы угля (породы) и газа. Напряжения и деформация. – Институт про блем механики АН СССР.: Пропринт ИПМА АН ССР. 1980.

вып. 153. – 87 с.

8. Бокий Б.В., Южанин И.А., Колчин Г.И., Евдокимова В.П. О природе и механизме проявления внезапных выдавливаний угля //Способы и средства создания безопасных и здоровых условий труда в угольных шахтах /Сб. научн. тр. МакНИИ, Макеевка-Донбасс, 2005, часть 1. – С. 127-134.

9. Москаленко Э.М., Николин В.И., Александров С.Н. Вопросы теории (природы и механизма) выбросов угля, породы и газа.

Часть I. – М., Изд. МГИ, 1981, 80 с.

10. Бондаренко А.Д. О природе локальности выбросоопасности изверженных и осадочных пород. – Разраб. месторождений полезных ископаемых: Респ. межвед. научн.- техн. сб., 1986, вып. 74, с. 38-31.

УДК 624.191. Петренко В.Д., д.т.н., проф.

Тютькін О.Л., к.т.н., доц.

(ДІІТ, м. Дніпропетровськ, Україна) Петренко В.І., к.т.н.

(„Укрметротунельбуд”, м. Київ, Україна) ВИЗНАЧЕННЯ МІЦНОСТІ ЕСКАЛАТОРНОГО ТУНЕЛЮ ІЗ ЧАВУННОЮ ОПРАВОЮ ЗА ДОПОМОГОЮ МСЕ Однією з найважливіших задач при проектуванні і будівництві тунелів різного призначення, в тому числі і похилих ескалаторних тунелів, є прогнозування характеру геомеханічних процесів оточуючого масиву, а також визначення міцності та стійкості тунельних конструкцій. Напружено-деформований стан (НДС) ґрунтів та тунельної конструкції визначається розмірами і положенням шарів з меншими деформаційними характеристиками, розподілом і максимальними значеннями деформацій. Крім того, названі характеристики визначаються міцністю ґрунтів, положенням рівня ґрунтових вод, процесом заморожування та відтаювання ґрунтів, глибиною закладання тунелю, конструкцією і типом оправи тощо.

До сучасних методів прогнозування відноситься метод математичного моделювання, що передбачає проведення чисельних експериментів з використанням спеціалізованих програмних засобів та методу скінченних елементів (МСЕ). Але при використанні математичного моделювання необхідно вірно застосовувати методику моделювання, яка б відповідала характеру підземного об’єкта, напруженого стану оточуючого масиву та специфіці спорудження та експлуатації підземної споруди. З метою контролю відповідності реального деформування ґрунтового масиву та оправи результатам математичного моделювання доцільно проводити постійні спостереження за названими процесами за допомогою приладів. Отримані результати досліджень НДС ескалаторних тунелів дозволяють управляти геотехнічними процесами з метою зменшення негативного впливу окремих факторів.

Взаємодія оточуючого похилу виробку ґрунту як пружно пластичного середовища вводиться для можливості більш повного урахування його властивостей [1-2]. Для практичної реалізації цього процесу потрібні дані про поводження ґрунту під навантаженням (паспорта міцності ґрунту) або характерні графіки залежності „напруження–деформація”. Таким чином, знаючи напруження на площадках в масиві та конструкції, можна коригувати напружено-деформований стан примусовою зміною модуля деформації скінченного елемента (СЕ), приводячи його до НДС, що відповідає експериментальним чи натурним умовам [2].

Таким чином, для випадку оточуючого масиву, складеного глинястими ґрунтами, коли роль пружних і особливо пластичних деформацій значна, вибирається пружно-пластична модель взаємодії залізобетонної чи чавунної оправи похилого тунелю із оточуючим масивом.

Оскільки процес зміни напружено-деформованого стану моделі безперервний, пропонується для практичних цілей безупинний процес зміни властивостей ґрунту масиву замінювати дискретним процесом, який характеризується набором станів, що визначають систему в даний момент. Математичне моделювання поведінки пружно-пластичного ґрунту на основі «ґрунтових» елементів безпосередньо зв'язано з контролем НДС у ході навантаження моделі [3]. Практично це виражається у наступних діях [2]:

1. Після прикладення навантаження проводиться розрахунок НДС моделі.

2. По графіках стабілометричних випробувань у випадку пружно-пластичного деформування перевіряється стан «ґрунтових»

елементів, тобто їх робота у пружній стадії чи перехід у пластичну.

3. Проводиться коригування деформаційних характеристик системи відповідно до графіків, отриманих з експериментальних досліджень.

Реалізація представленого алгоритму виконується в комплексі автоматично після завдання «ґрунтовим» елементам властивостей реальних ґрунтів. В основу розрахунку покладений метод скінченних елементів з використанням в якості основних невідомих переміщень і поворотів основних вузлів розрахункової схеми [4-6].

В прийнятій моделі застосовуються ізопараметричні об’ємні елементи неправильної форми [7] (окрім елементів, які моделюють ґрунтовий масив навколо ескалаторного тунелю – ізопараметричні октаедри на основі паралелограму) типу 36 (октаедрична призма з криволінійними ребрами) та елемент 34 (тетраедр з криволінійними ребрами). Усі елементи в моделі із співпадаючими вузлами, що дозволяє отримати найбільшу точність, чим в моделях з неузгодженими вузлами. В моделях також не застосовувались «голчасті» елементи, тобто, ні в призмах ні в тетраедрах не було гострих кутів, які менш всього передають напруження у зв’язку із зміною форми [7].

Для розрахунку ескалаторного тунелю із чавунною оправою прийнято реальний об’єкт – ескалаторний тунель станції „Дружба народів”. Модель виконувалась шляхом копіювання прототипу (рис. 1). Кількість скінченних елементів – 15315 шт., кількість вузлів – 19536 м, загальний розмір моделі: по довжині – 108 м, по ширині – 18,25 м, по глибині закладення – 63 м.

Після створення просторової моделі їм надавалися деформаційні характеристики (модуль пружності–деформації, коефіцієнт Пуассона), причому для ґрунту та бетону вони задавалися окремо. Після надання деформаційних характеристик на модель накладалися граничні умови:

Рис. 1. Загальна схема моделі ескалаторного комплексу – по нижній границі моделі – заборона переміщень по осях X;

Y;

Z;

– по боках моделі (вздовж боків, які паралельні осі тунелю) – їх заборона по осях Х та Y;

– по торцях моделі (сторони, які перпендикулярні осі Х) – їх заборона по осі Y.

Після цього виконувався розрахунок, і його результати піддавалися ґрунтовному аналізу.

Деформаційні характеристики шарів ґрунту в оточуючому ескалаторний тунель масиві взяті із опису ІГЕ, які відповідають реальним інженерно-геологічним умовам закладення ескалаторного тунелю станції „Дружба народів”. Карта жорсткості (рис. 2) відповідає деформаційним характеристикам шарів, а координати залягання шарів відповідають інженерно-геологічному розрізу.

Карта жорсткості така:

Жорсткість 1 (сірий чавун оправи ескалаторного тунелю):

модуль пружності Е=10·107 кН/м2;

коефіцієнт Пуассона µ=0,1;

питома вага =72 кН/м3.

Жорсткість 2 (мілкий пісок, ІГЕ 20а): модуль пружності Е=38·103 кН/м2;

коефіцієнт Пуассона µ=0,2;

питома вага =17, кН/м3.

Жорсткість 3 (суглинок, ІГЕ 72): модуль пружності Е=25· кН/м2;

коефіцієнт Пуассона µ=0,3;

питома вага =18,0 кН/м3.

Жорсткість 4 (глина, ІГЕ 73): модуль пружності Е=21· кН/м2;

коефіцієнт Пуассона µ=0,3;

питома вага =18,0 кН/м3.

Жорсткість 5 (бетон спрягання натяжної камери): модуль пружності Е=30·106 кН/м2;

коефіцієнт Пуассона µ=0,2;

питома вага =24,25 кН/м3.

Рис. 2. Карта деформаційних характеристик моделі станції „Дружба народів” із чавунною оправою На рис. 3, 4 наведені результати розрахунку ескалаторного комплексу.

Із аналізу переміщень оправи тунелю постає ситуація, з якої видно, що при застосуванні чавунної оправи переміщення менші, а напруження більші на відміну від стандартної залізобетонної.

Це пояснюється взаємозв’язком напружень та деформацій в реологічному рівнянні Гука в пружному середовищі чи реологічному рівнянні пружно-пластичного середовища [8], так якщо деформації зменшуються по причині більшої жорсткості чавуну, то значно збільшуються напруження по тій же причині.


Значення переміщень по осі Z в чавунній оправі в 2...3 рази менше на відміну від залізобетонної (26...46 мм в чавунній, 40...80 мм в залізобетонній). Переміщення по осі X на поверхні моделі змінюється від жорсткості незначно (8,34 мм в чавунній оправі, 7,34 мм – в залізобетонній). Також видно, що при чавунній оправі великі площі моделі займають більші значення переміщень по осі X та Z (ізополе переміщень по осі X бузкового та синього кольору).

При аналізі переміщень по осі Z також видно як згинаються ізополя на контакті двох шарів.

Значення напружень також як і в першому випадку більш наочно проводити у спряганні тунелю до натяжної камери, так як найбільші перенапруження спостерігаються саме там. Значення напружень по осі Z в чавунній оправі (0,9 МПа) більше в 1,7...2, рази на відміну від залізобетонних (0,58 МПа), але їх значення в обох випадках дозволяє заключити, що вони не критичні для обох типів оправ. Характер напруженого стану у випадку оправ різного типу майже ідентичний якісно, але змінюється кількісно. Це доводить те, що застосування залізобетонних оправ на відміну від чавунних доцільно і раціонально при нормально виконаній технології спорудження похилого ходу.

а в б г Рис. 3. Ізолінії та ізополя параметрів напружено-деформованого стану ескалаторного комплексу станції „Дружба народів” із чавунною оправою:

а) переміщень по осі X;

б) переміщень по осі Z;

в) нормальних напружень по осі X;

г) нормальних напружень по осі Z Література 1. Юркевич П. Геомеханические модели в современном строи тельстве // Подземное пространство мира. – № 1-2. – 1996. – С.

10-31.

2. Амусин Б.З., Фадеев А.Б. Метод конечных элементов при ре шении задач горной геомеханики. – М.: Недра, 1975. – 144 с.

а) б) 1) 3) 2) 4) Рис. 4. Ізолінії та ізополя параметрів НДС оправи ескалаторного тунелю (а) та його спрягання із натяжною камерою (б) станції „Дружба народів” із чавунною оправою:

1), 3) нормальних напружень по осі X;

2), 4) нормальних напружень по осі Z;

3. Рейнер М. Деформация и течение. Введение в реологию. – М.:

Гостоптехиздат, 1963. – 382 с.

4. Заворицкий В.И. Проектирование подземных транспортных сооружений. – К.: Будівельник, 1975. – 204 с.

5. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике: Пер. с англ. – М.: Мир, 1975. – 542 с.

6. Основы метода конечных элементов. / Большаков В.И., Яцен ко Е.А., Соссу Г., Лемэр М., Рейнуар Ж. М., Кестенс Ж., Вар зес Г., Кормо И. – Днепропетровск: ПГАСиА, 2000. – 255 с.

7. Тютькин А.Л. Имитационная модель системы «крепь-массив»

на основе принципа дискретных состояний / Сб. науч. тр. НГА Украины № 13, том 1. – Днепропетровск: РИК НГА, 2002. – С.

45-50.

8. Петренко В.Д., Тютькин А.Л. Практическое применение рео логических моделей в расчетах подземных сооружений / Зб.

наук. праць “Будівництво”, ДІІТ, Дніпропетровськ, 2002. – Вип. 10. – С. 13-15.

УДК 622.831.3:531. Шашенко А.Н., д.т.н., проф., Солодянкин А.В., к.т.н., доц.

(НГУ, г. Днепропетровск) К ВОПРОСУ О КРИТЕРИИ ВСПУЧИВАНИЯ ПОРОД ПОЧВЫ ГОРНЫХ ВЫРАБОТОК Введение.

Явление пучения пород почвы подземных выработок является до сегодняшнего дня одним из наименее изученных, несмотря на значительное количество экспериментальных и аналитических ис следований, выполненных по этой актуальной проблеме. В настоя щее время известен целый ряд гипотез, по разному объясняющих причину и механизм выдавливания пород почвы в полость выра ботки. Связывают это явление с набуханием пород под действием влаги, выпиранием пород под действием опорного давления в бо ках выработки, сорбционным набуханием газонасыщенных порис тых сред, увеличением объема пород почвы вследствие физико химических превращений, происходящих в приконтурном массиве и обусловленных миграцией подземных вод, увеличением объема вследствие разрыхления пород в зоне неупругих деформаций и т.д.

На основе предложенных гипотез разработаны физические и математические модели поведения породного массива, ослабленно го горной выработкой. Аналитические зависимости, полученные в результате решения соответствующих задач, используются для прогноза проявления процесса выдавливания пород почвы, оценки его параметров. В техническом же плане добиться ощутимых по ложительных результатов до сих пор не удалось. Одной из причин такой ситуации является то, что предложенные ранее математиче ские и физические модели явления не полностью отвечают реаль ному процессу. Особенно очевидным это стало с переходом горных работ на большие глубины.

Постановка задачи.

Анализ исследований в области пучения пород почвы [1] по казал, что чрезмерная простота, излишняя идеализация исходных предпосылок, заложенных в расчетные физические модели, не по зволяют получить аналитические зависимости, адекватно отра жающие процессы, происходящие в приконтурном массиве. Учи тывая некоторые специфические особенности процесса вспучива ния пород почвы в выработках, в [1,2] это явление рассмотрено с позиций потери упругопластической устойчивости приконтурного массива, в окрестности одиночной горизонтальной выработки. В результате получен критерий вспучивания в виде:

rL ln 2 rL + 2 = 0, (1) * * где - среднее значение относительного увеличения объема в пре делах зоны неупругих деформаций, rL* - относительный критиче ский радиус области пластических деформаций.

Выражение (1) определяет возможность перехода породного массива вокруг выработки из одного устойчивого равновесного со стояния в другое, сопровождающееся вспучиванием пород почвы.

Физическая суть отношения (1) состоит в следующем. В процессе неупругого расширения пород в замкнутом объеме с жесткими внешними размерами ( r = rL ) происходит перемещение внутреннего контура ( r = 1 ). До тех пор, пока эти перемещения не достигнут не которой критической величины, внутренний контур сохраняет пер воначальную форму. При достижении же критических значений перемещений происходит резкое искажение формы внутренней границы, сопровождающееся уменьшением уровня потенциальной энергии в приконтурной зоне и большими перемещениями на кон туре выработки. Условие отсутствия пучения пород почвы в выра ботке имеет вид:

rL ln 2 rL + 2 f 0.

* * (2) Функция связи между величинами, входящими в условие (1) в явном виде аппроксимируется относительно rL* с высокой точно стью в пределах реальных значений степенным выражением:

rL* = 1 + 0.4. (3) Являясь хорошо обоснованным с точки зрения физики про текания процесса, предложенный критерий не совсем удобен, по скольку определить величину rL* с достаточной точностью в усло виях эксплуатируемых выработок практически невозможно.

Наиболее удобным показателем с точки зрения оценки со стояния выработки и окружающих ее пород является смещение контура выработки, которое легко можно измерить в натурных ус ловиях. Это является логичным также и потому, что смещения кон тура выработки являются следствием объемного расширения пород в ЗНД, ограниченной радиусом неупругих деформаций rL*, и функ ционально связаны со средним значением относительного увеличе ния объема. Таким образом, относительное увеличение объема в области породного массива вокруг выработки ограниченной критическим радиусом области пластических деформаций rL*, при водит к критическим смещениям контура выработки u *, после чего происходит резкое искажение формы внутренней границы, и воз никают большие перемещения на контуре выработки – начало не управляемого процесса пучения.

Определение перемещений на контуре выработки с учетом объемного расширения пород в ЗНД.

Покажем, как связаны перемещения на контуре выработки u с относительным увеличением объема в зоне пластических дефор маций, ограниченной радиусом rL.

Рассмотрим область однородного изотропного упругого по родного массива в окрестности длинной одиночной горизонтальной выработки кругового очертания, расположенной на глубине Н от земной поверхности и не испытывающей влияния очистных работ (рис. 1). Отпором крепи Р0 в данном случае пренебрегаем. Как по казано в [2, 3] отпор крепи чрезвычайно мало влияет на размеры области неупругих деформаций, поскольку величина его на глубо ких горизонтах шахт несоизмеримо меньше гравитационного дав ления H.

В направлении осей Х и Y на бесконечности приложены внешние равномерно распределенные нагрузки. Принимаем вели чину этих нагрузок равными – случай гидростатически сжатого по родного массива ( = 1 ). Поскольку перемещение породного масси ва в направлении продольной оси выработки невозможно, рассмат ривается случай плоской деформации.

В момент образования контура (до начала смещений пород) выработка имеет радиус R0 и условную границу раздела упругих и пластических деформаций RL. Величина внешних нагрузок такова, что со временем вокруг выработки образуется область пластиче ских деформаций, полностью охватывающая ее контур и имеющая круговое очертание. Размеры этой области составляют от десятков сантиметров до 10…12 м и более и определяются, главным обра зом, структурными и прочностными свойствами вмещающих пород и глубиной, на которой расположена выработка. Границами зоны нарушенных пород являются: внутренней – породное обнажение (крепь выработки), внешней – упруго деформированная ненару шенная часть породного массива. Наиболее нарушенными являют ся породы, находящиеся непосредственно на контуре выработки.

В результате разрыхления пород происходит сме щение контура вы работки на вели чину U и ее радиус становится равным Rи. При этом внешний контур ЗНД также смеща ется к центру вы работки и его ра диус становится RL. В условиях вы сокого горного давления на грани це упругой и неуп Рис. 1. Расчетная схема к решению задачи об ус- ругой зон породы тановлении критерия вспучивания пород почвы не разрыхлены, а выработки приобретают толь ко упругие деформации Uу. Величина упругих деформаций для горных пород, согласно [4,5] достаточно мала, поэтому упругими смещениями на контуре ЗНД можно пренебречь и в дальнейшем будем считать RL = RL.


Поскольку разрыхление пород в ЗНД означает объемное рас ширение пород при различных неупругих деформациях, то при описании разрыхления будем использовать значение объемной де формации :

V1 V + dV = (1 + )(1 + z )(1 + r ) = (1 + ), (4) kp = = V V где V1 – объем разрыхленной породы, V - объем той же породы в нетронутом массиве (или элементарный объем),, z, r - главные деформации, - объемная деформация.

В случае отсутствия разрыхления kp = 0 ( = 0).

Степень разрыхления пород в ЗНД зависят от расстояния до контура выработки. П.М. Цимбаревич [6] указывал, что разрыхле ние породного массива вокруг выработки происходит в естествен ных условиях, поэтому коэффициент разрыхления в этом случае оказывается меньше коэффициента свободного разрыхления. Вели чина его приблизительно отвечает остаточной разрыхляемости для тех же пород. К этому также следует добавить, что полученные ла бораторными методами значения коэффициента разрыхления при остаточном разрыхлении пород после их уплотнения близки к зна чениям коэффициента, полученного А. Лабассом с помощью на турных измерений [7]. Так, для аргиллитов, алевролитов и крепких песчаников 1,10 kp 1,15 по данным [8] и 1,12 kp 1,15 по дан ным А. Лабасса. В этих же пределах изменяется коэффициент раз рыхления крупнослоистого глинистого сланца, полученный в ре зультате шахтных исследований [9]. В соответствии с этим измене ние для решения поставленной задачи будем рассматривать в пределах 0 0,2. Так же допускаем, что породы во всем объе ме ЗНД имеют одинаковый коэффициент разрыхления, хотя это и не так.

Смещения контура выработки в результате разрыхления по род определяем по величине изменения площади ЗНД до разрыхле ния пород и смещений (условная ЗНД) и после деформирования массива. Тогда:

- условная площадь ЗНД:

S R0 = ( RL R02 ) ;

(5) - площадь ЗНД после смещений контура выработки с учетом объемного расширения:

S R0 = ( R L R02 )k p = ( R L R02 )(1 + ) ;

(6) 2 - эта же площадь, рассчитанная через конечный радиус вы работки Rи, где Rи = R0 -U:

S Ru = ( R L Ru2 ) = ( R L ( R0 U ) 2 ). (7) 2 Поскольку S R0 = S Ru запишем:

( RL R02 )(1 + ) = ( RL ( R0 U ) 2 ). (8) 2 После преобразования равенства получим:

U 2 2 R0U + ( RL R02 ) R L + R02 = 0. (9) 2 Отнесем все радиусы и величины смещений к начальному ра диусу выработки R0:

u 2 2u + (rL2 1) rL2 + 1 = 0. (10) Решением этого квадратного уравнения будет выражение:

u = 1 1 (rL2 1). (11) Учитывая, что в ф. (11) u = U/R0, при радиусах типовых сече ний выработок в пределах R0 = 1,5-3 м и существенных для устой чивости выработок деформациях, покажем зависимость = f (rL ) (рис. 2).

Таким образом, на данном этапе получена зависимость сме щений контура выработки от радиуса ЗНД при соответствующих средних значениях относительного объемного расширения. Конеч ным решением данной задачи должна быть зависимость критиче ских смещений – как критерия вспучивания пород почвы от ука занных выше параметров, адекватное базовому решению для кри тического радиуса ЗНД rL* (кривая 4 на рис. 2).

Обоснование критерия вспучивания пород почвы горных выработок.

Многими исследователями, занимавшимися проблемами пу чения пород почвы выработок принималась допустимая (критиче ская) величина смещений пород, не приводящая к тяжелым послед ствиям (или опасная, вызывающая существенные проблемы и за траты на поддержание).

Ю.З. Заславский [10], в качестве такого критерия вводит по нятие "порог пучения" – величина вспучивания почвы, при кото рой процесс пучения начинает заметно сказываться на состоянии выработки. Им принято значение "порога пучения" l0 = 20 см. Г.П.

Шестаков [11] считает критической величиной смещений пучащих пород, поведением которых еще можно управлять U 0,3 м, относя их согласно принятой им классификации к «умеренно пучащимся»

породам. По смещениям выше указанной величины он относит по роды к "пучащимся" (0,3…0,7 м) и сильно пучащимся (более 0,7 м).

rL 1 - u = 0, 3. 3. 2 - u = 0, 3. 3 - u = 0, 3. 3. 4 - rL*=f(e) 2. 2. 2. e 0 0.05 0.1 0.15 0. Рис. 2. Зависимость величины объемного расширения пород в зоне неупругих деформаций от радиуса ЗНД rL В «Прогнозном каталоге шахтопластов Донецкого угольного бассейна…» [12] для пластовых выработок, проведенных по про стиранию, площадью сечения от 8 до 12 м2, показателем наличия пучения почвы принимается их поднятие на величину U = 0,2…0, м. Анализ влияния величин смещений, приводящих к существен ным деформациям крепи, нарушающих нормальную эксплуатацию выработок для типовых сечений с радиусом R0 = 1,5…3 м показал, что критическими смещениями контура является относительное смещение u = U/R0 = 0,1…0,12 [13]. В работе [14] приводится зави симость показателя относительных смещений почвы U/а (а – полу пролет выработки) от вероятности пучения Р. При Р = 1,0 для вы работок, находящихся вне зоны влияния очистных работ значение U/а = 0,1…0,12.

Таким образом, вполне обоснованно для выработок, находя щихся вне зоны влияния очистных работ величину критических смещений можно брать равной и = 0,1, что для большинства типо вых сечений выработок радиусом 1,5…3 м составляет абсолютное поднятие 0,2…0,3 м.

С учетом этого примем к дальнейшему рассмотрению реше ние для и* = 0,1 (кривая 1 на рис. 2). Аппроксимирующая степен ная зависимость, приводящая решение (11) для и* к базовому ре шению для критического радиуса ЗНД rL* (кривая 4, рис. 2) имеет вид:

f ( ) = 0,004 + 1,84 + 200 2 + 47 3. (12) Без существенного ущерба для точности данное выражение можно упростить к виду:

f ( ) = 2 + 200 2. (13) * Тогда искомое решение для и будет:

u * = 1 1 (rL2 1) + 2 + 200 2, (14) графическое представление которого дано на рис. 3 (кривая 1). Ба зовое решение для критического радиуса зоны неупругих деформа ций (ф. 3) представлено кривой 2 (рис. 3).

В пользу правильности решения говорит то, что выражение для и в виде:

H ), (15) u = * (0, 2 Rc k c полученное в [2] лежит в области значений зависимости (14) (кри вая 3, рис. 3).

Обеспечить устойчивое состояние пород почвы, как следует из полученного соотношения (14), можно путем проведения раз личных мероприятий, направленных на:

rL 3. 1 - u* = 0, 3. 2 - rL* = f(e) 3. 3. 3 - u = 0,1, ф.(15) 3. 2. 2. 2. e 0 0.05 0.1 0.15 0. Рис. 3. Зависимость величины объемного расширения пород в зоне неупругих деформаций от радиуса ЗНД rL 1) уменьшение величины rL;

2) уменьшение величины.

Уменьшить величину радиуса области неупругих деформаций можно путем увеличения прочности приконтурного массива. Для этого можно, во-первых, провести его упрочнение минеральными или синтетическими вяжущими веществами. Это мероприятие должно быть проведено в призабойном пространстве до образова ния области неупругих деформаций, что не всегда возможно по технологическим и горно-геологическим причинам. Упрочнение приконтурного массива в забое выработки может быть осуществле но также путем установки анкерных болтов с закреплением их по всей длине.

Во-вторых, весьма эффективной мерой при существующих глубинах разработки может оказаться изоляция боковых пород, препятствующая возможности контакта с рудничной атмосферой.

Известно, что породы, намокая в обнажениях, теряют до 80% своей первоначальной прочности. В особенности это характерно для ос новных углевмещающих пород – аргиллитов и алевролитов.

Известные исследования поведения пород в условиях «жест кого» деформирования [15, 16 и др.] показали, что максимальная величина объемного разрыхления (приконтурная область массива) очень чувствительна к наличию бокового давления. Причем чем ниже прочность пород, тем сильнее сказывается эффект подпора. В выработках роль бокового давления для приконтурного массива играет отпор крепи Р0. Поэтому уменьшение величины объемного расширения приконтурного массива возможно путем применения конструкций крепи, имеющих высокую несущую способность, в первую очередь, имеющих замкнутый контур – кольцевые и крепи с обратным сводом. Значительный эффект дает способ предвари тельного уплотнения приконтурных пород гидростойками перед укреплением их анкерами, а также укрепление приконтурных по род анкерами перед повторным использованием выработки.

Вывод.

На основе решения задачи о критическом радиусе ЗНД - кри терия вспучивания при представлении явления пучения пород поч вы, как факта потери упругопластической устойчивости породного массива, предложен более удобный с практической точки зрения критерий вспучивания – в виде критических смещений пород поч вы, находящийся в нелинейной зависимости от критического ра диуса ЗНД и среднего объемного расширения пород в ЗНД.

Литература 1. Шашенко А.Н. Устойчивость подземных выработок в неодно родном породном массиве. – Дисс. … д-ра техн. наук: 05.15.04, 05.15.11. – Днепропетровск, 1988. – 507 с.

2. Шашенко А.Н., Тулуб С.Б., Сдвижкова Е.А. Некоторые задачи статистической геомеханики. – К.: Універ. вид-во “Пульсари”, 2002. – 304 с.

3. Терещук Р.Н. Обоснование параметров анкерной крепи капи тальных наклонных выработок в условиях шахт ГХК “Добро польеуголь”. Дисс… канд. техн. наук: 05.15.04. – Днепропет ровск, 2002. – 162 с.

4. Шашенко А.Н., Пустовойтенко В.П. Механика горных пород.

Учебник. - К.: Новий друк. 2003. – 397 с.

5. Глушко В.Т., Немчин Н.П. Большие деформации горных выра боток с учетом разрыхления пород в неупругой зоне // Физико технические проблемы разработки полезных ископаемых. – 1967. - № 3. – С. 3-8.

6. Цимбаревич П.М. Рудничное крепление. М., Углетехиздат. – 1959. - 608 с.

7. Лабасс А. Давление горных пород в угольных шахтах // Вопро сы теории горного давления. Сб. науч. тр. М., Госгортехиздат, 1961. – С. 59-164.

8. Проведение и крепление горных выработок. Орлов В.В., Янчур А.М., Бабичев М.С. и др. М.: Недра. – 1965. – 494 с.

9. Черняк И.Л., Ильюшенко В.Г., Звягильский Е.Л. Влияние со противления крепи на устойчивость подготовительных вырабо ток // Уголь Украины. – 1990. - № 8. – С. 27-28.

10. Заславский Ю.З. Исследование проявлений горного давления в капитальных выработках глубоких шахт Донецкого бассейна. М.: Недра, 1966. -180 с.

11. Шестаков Г.П. Влияние структурно-геологических особенно стей на определение напряжений и устойчивость почвы горных выработок шахт Донбасса Приложение результатов исследова ний полей напряжений к решению задач горного дела и инже нерной геологии: Сб. науч. тр. - Апатиты, 1985. - С. 100 - 104.

12. Прогнозный каталог шахтопластов Донецкого угольного бас сейна с характеристикой горно-геологических факторов и явле ний. - М.: ИГД им. Скочинского, 1982. – 267 с.

13. Солодянкин А.В. Обоснование параметров способа усиления крепи подготовительных выработок при несимметричной на грузке. Дисс…канд. техн. наук: 05.15.04. – Днепропетровск, 1996. – 243 с.

14. Фесенко Э.В. Прогноз и закономерности пучения слоистых по род почвы горных выработок. Дисс…канд. техн. наук:

05.15.04. – Днепропетровск, 2005. – 187 с.

15. Ставрогин А.Н., Протосеня А.Г. Пластичность горных пород. – М.: Недра, 1979. – 301 с.

16. Виноградов В.В. Геомеханика управления состоянием массива вблизи горных выработок. - Киев: Наукова думка, 1989. – 192 с.

Новик Е. Б., академик Академии строительства Украины;

Бородуля Н.Ф., доктор строительства;

Левит В.В., д.т.н., проф., Лауреаты Премии Академии строительства Украины им. ака демика М.С. Будникова ГОАО «Трест Донецкшахтопроходка», г. Донецк, Украина СОЗДАНИЕ И ВНЕДРЕНИЕ ПРОГРЕССИВНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ СООРУЖЕНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ Экономический суверенитет Украины, проблемы энергетики и экологические факторы требуют реализации новых принципов управления и разработки технологий, существенно повышающих эффективность функционирования угольной промышленности. За дача гарантированного углеобеспечения Украины в условиях огра ничения диверсификации технологий получения электроэнергии, сокращения импорта нефти и угля из других бассейнов СНГ приоб ретает ранг стратегической.

Ежегодный прирост потребления угля в мире составляет 1,4%, а в некоторых странах он достигает 35% [4,5]. Развитие ми ровой угольной промышленности характеризуется реструктуриза цией управления и модернизацией технологического комплекса с целью повышения показателей конкурентоспособности угля ка чества и цены.

Учитывая, что Правительством Украины намечено довести ежегодную добычу угля в ближайшие годы до 100 млн.т./год, с ежегодным приростом до 3%, необходимо строительство новых и реконструкции действующих шахт. Важной составляющей реше ния этих задачах является сооружение и углубка шахтных стволов для подготовки новых горизонтов.

Современный этап развития выдвигает на первый план вопро сы дальнейшего повышения не только темпов шахтопроходческих работ, но и общей их технико-экономической эффективности. Со ответственно возрастает актуальность проблемы развития научных основ оптимального планирования, проектирования и организации технологического процесса проходки стволов, разработки и вне дрения новых прогрессивных решений, отвечающих условиям ин тенсификации производства.

В сегодняшних условиях скорость сооружения ствола, ком плекса подземных и поверхностных сооружений, определяет время строительства всей шахты и в свою очередь определяется не только скоростью непосредственно проходки ствола, но и темпами работы всех этапов стройки, начиная от принятия решения о начале строи тельства и разработки проектно-сметной документации до начала эксплуатации ствола.

Таким образом, разработка методов оптимального проекти рования и создание интенсивной технологии проходки вертикаль ных стволов шахт, обеспечивающих комплексное повышение тех нико-экономической эффективности проходческих работ, является актуальной научной проблемой, имеющей важное народнохозяйст венное значение.

Цель работы состоит в разработке научно обоснованных мето дов проектирования и организации проходческих работ (с приме нением буровзрывного способа выемки породы), создании и вне дрении эффективных видов оборудования, новых средств механи зации и способов производства, обеспечивающих интенсификацию и оптимизацию технологии сооружения стволового комплекса.

Идея работы заключается в раскрытии механизма интенсифи кации сооружения стволов путем системной организации скорост ных и рекордных проходок, повышающих результативность поиска эффективных решений и выхода на качественно новый уровень.

В данной работе установлены основные закономерности техно логии проходческих процессов, реально отражающие современный уровень организации и механизации работ. Так же предложен но вый подход к определению и оценке стоимостных параметров про ходческих работ по системе экономического паспорта на базе обобщения элементов первичных затрат.

Практическое значение данной работы заключается в разработ ке:

– интенсивной технологии буровзрывных работ с применением механизированных буровых установок и глубоких шпуров;

– комплекса новых технических решений (защищены блоком ав торских свидетельств) обеспечивающего коренное повышение технического уровня проходки стволов;

– эффективных методов водоподавления;

– новых технологических схем по сооружению устьев стволов.

При существующем уровне потребления угля, мировая по требность в угле до 2015 года увеличится минимум вдвое [1].

Именно поэтому развитие мировой и отечественной угольной про мышленности характеризуется повышением конкурентоспособно сти угля, что неразрывно связано со строительством новых и мо дернизацией действующих угольных шахт. Одним из наиболее сложных, дорогостоящих процессов в комплексе работ по строи тельству и реконструкции шахт является строительство вертикаль ных стволов.

Сооружение вертикальных стволов находится на критическом пути и составляет 50…55%, общей продолжительности строитель ства шахт. Стволы являются одними из наиболее ответственных горных выработок и должны бесперебойно работать многие десят ки лет. Трудности поддержания стволов связаны, во-первых, с тем, что они пересекают горные породы с самыми различными свойст вами, включая малопрочные, пластичные или разрушенные поро ды, а также породы, содержащие подземные воды, во-вторых, с тем, что стволы располагаются большей частью над разрабатывае мой залежью, и поэтому на них влияют последствия различных технологических процессов в периоды сооружения и эксплуатации.

Вовлечение в эксплуатацию месторождений полезных ископаемых, залегающих на больших глубинах и в сложных горно- и гидрогео логических условиях, значительно усложняет условия проходки и поддержания стволов и требует разработки новых технологий со значительным усовершенствованием организации всех этапов строительства.

Украина всегда была передовой страной в проходке верти кальных стволов. Характеризуя историю вопроса, можно сказать, что определяющими признаками прогресса сооружения стволов яв ляются уровень механизации и подъемовооруженности, производи тельность труда, скорости проходки и принятых схем оснащения и проходки. По этим основным технологическим признакам в разви тии шахтопроходческой индустрии прослеживается пять периодов:

с 1952 г. по 1958 г., с 1959 г. по 1964 г., с 1965 г. по 1991 г., с г. по 2000 г. и после 2000 г.

Для периода с 1952 г. по 1958 г. характерно использование временных зданий, сооружений и оборудования. В качестве забой ных машин использовались грейферы с ручным вождением, перфо раторы для бурения шпуров глубиной 2…5 м, бадьи БПН вмести мостью 1,5…2 м3, временные и постоянные крепи из штучных ма териалов, последовательная схема проходки. Максимальная дос тигнутая скорость проходки 241,1 м/мес.

Во втором периоде с 1959 г. по 1964 г. - при оснащении нача ли максимально использоваться постоянные здания и сооружения, в первую очередь, копры и подъемные машины. Временные здания, сооружения и фундаменты для проходческого оборудования возво дились, в основном, из сборно-разборных элементов различных конструкций.

Для проходки начали применять совмещенную технологиче скую схему, стволовые комплексы (КС-2у, 2КС-2у, КС-1м), тюбин говую крепь и монолитный бетон. Бурение шпуров по-прежнему велось ручными перфораторами. Максимальная достигнутая ско рость проходки 290,5 м/мес.

В третий период с 1965 г. по 1990 г. на стволах глубиной от 900 до 1350 м. использовались постоянные здания и оборудование, в том числе башенные копры, временные стационарные и пере движные подъемные машины;

предварительное тампонирование водоносных пород с поверхности. Для скоростных проходок при менялась параллельная схема. Были внедрены погрузочные маши ны (КС-2у/40, КС-1МА, 2КС-2у/40, 2КС-2МА), большегрузные ба дьи БПС, БПСД, БПСМ вместимостью до 4…5,5 м3, бурильные ус тановки БУКС-1м и СБМУ для бурения шпуров 4…4,5 м. В качест ве ВВ в стволах начали применять скальный аммонит №1 прессо ванный в патронах диаметром 45 мм, а для инициирования шпуро вых зарядов – электродетонаторы ЭДКЗ-ОП, ЭДКЗ-1М, ЭДКЗ-П.

Работы велись по цикличному и многоцикличному графику. В этот период в бывшем СССР ежегодно проходилось до 20 км верти кальных стволов различного назначения, в том числе трестом «Донецкшахтопроходка» - до 6 км в год. Максимальная достиг нутая скорость проходки 401,3 м/мес.(мировой рекорд).



Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.