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 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 7 |

«НАЦИОНАЛЬНАЯ АКАДЕМИЯ НАУК УКРАИНЫ ИНСТИТУТ ГЕОТЕХНИЧЕСКОЙ МЕХАНИКИ имени Н.С. Полякова ГЕ ТЕХНИЧЕСКАЯ МЕХАНИКА GE TECHNICAL MECHANICS ...»

-- [ Страница 3 ] --

Данная форма является самой устойчивой при воздействии на нее всесторонне го давления, оказываемого породным массивом. Для крепления выемочных штреков, намеченных к повторному использованию, рекомендуются: трехэле ментная крепь КМП-А3Р2 и четырехэлементная крепь КМП-А4Р2. Сравни тельные характеристики применяемой и предлагаемой крепи представлено в табл. 3.

Таблица 3 – Сравнительные характеристики рамных крепей для поддержания выемочных штреков повторного использования Сопротивление рамы, кН Масса Сечение Тип Спец выработки рамы, крепи профиль рабочее предельное в свету, м2 кг СВП-27 310 505 КМП-А СВП-33 310 550 15, СВП-27 447 670 КМП-А3Р СВП-33 593 890 СВП-27 457 640 КМП-А4Р2 15, СВП-33 610 870 Разработанные конструкции двухрадиусных крепей позволяют практически без изменения веса комплекта увеличить несущую способность верхняка (кри тический элемент) примерно в 2,7 раза за счет большей кривизны и уменьше ния пролета. Податливость возрастает до 700-1000 мм, а также существенно возрастает рабочее сопротивление.

Для улучшения условий поддержания сопряжений «штрек-лава» в ЗДНПЦ «Геомеханика» разработана крепь с циркульно-линейным верхняком типа КЦЛ.

Указанная крепь обеспечивает качественно иной уровень поддержания вы "Геотехническая механика" емочных штреков до подхода лавы и при снятии стоек крепи для обеспечения передвижки забойного конвейера.

Применение циркульно-линейного верхняка облегчает операции по поддер жанию выемочных штреков, примыкающих к концевым участкам лав, создает удобства для усиления крепи с применением индивидуальных или анкерных крепей, обеспечивает требуемое геомеханическое равновесие усиленной систе мы «крепь-массив» при временном демонтаже стоек крепи и проходе очистного забоя.

Циркульно-линейная форма верхняка обеспечивает повышение его сцепле ния с породами кровли и отпор крепи, своевременное вовлечение ее в работу, чем улучшаются условия нагружения крепи со стороны кровли и боков выра ботки. За счет формы верхняка улучшены характеристики статической несущей способности и повышена восприимчивость крепи к возможным динамическим нагрузкам со стороны кровли. Применение крепи с циркульно-линейным верх няком обеспечивает сохранение контура и уменьшение потери сечения вырабо ток, что расширяет возможности их вторичного использования.

Крепь КЦЛ имеет две модификации: КЦЛ(О) – овоидного типа и КЦЛ (Ш) – шатрового типа. Крепь КЦЛ(О) имеет 9 типоразмеров в трехэлементном ис полнении и 5 типоразмеров – в четырехэлементном. Для выработок сечением 17,2 м2 разработана отдельная модификация КЦЛ-17,2 с удлиненным верхня ком. Важнейшие технические характеристики крепи КЦЛ с типоразмерами, приемлемыми для поддержания выемочных штреков повторного использова ния, приведены в табл. 4.

Таблица 4 – Основные характеристики типоразмеров линейно-циркульной крепи для поддержания выемочных штреков повторного использования Сечение Масса Сопротивление рамы, кН Тип Спец выработки рамы, крепи профиль рабочее предельное в свету, м2 кг КЦЛ(О) СВП-27 240 617 15, 3-х элем. СВП-33 288 740 КЦЛ(О) СВП-27 240 544 16, 4-х элем. СВП-33 288 653 КЦЛ(Ш) СВП-27 268 490 15, 3-х элем. СВП-33 268 586 КЦЛ-17,2 СВП-27 230 300 17, 4-х элем. СВП-33 270 400 Горно-геологические условия шахты «Красноармейская-Заадная № 1» по многим характеристикам являются типичными для Донбасса в целом. Высокое горное давление сочетается с интенсивной тектонической нарушенностью и наличием сравнительно слабых пород в непосредственной кровле и почве пла ста. Анализ работы анкеров в указанных условиях, применяемых для опере жающего усиления рамной крепи при подвигании очистного забоя, показал, что их эффективность существенно снижается в окрестности сопряжения «штрек – Выпуск № лава» и дальше после прохода лавы. Имеются различные точки зрения о про цессах, происходящих в кровле пласта впереди фронта очистных работ. Авторы придерживаются концепции перехода непосредственной кровли в крупноблоч ное состояние по схеме, представленной на рис. 2.

1 – угольный пласт, 2 – непосредственная кровля, 3 – основная кровля, 4 – граница разрушения пород Рис. 2 – Движение границы разрушенных пород впереди очистного забоя Зона разрушенных пород в кровле выработки впереди фронта очистного за боя распространяется и на выемочный штрек. Установленные в кровлю штрека анкера удовлетворительно работают при наличии в ней отдельных слоев, имею щих между собой ослабленную связь, «сшивая» их в монолитную плиту. Пере ход кровли к крупноблочной структуре приводит к значительному различию нагрузок на отдельные анкера и, как следствие, к неэффективной работе всей системы. При крупноблочной структуре кровли необходим другой механизм создания в своде выработки породной несущей конструкции – защемление от дельностей не только продольными (нормальными к слоистости), но и попе речными усилиями. Такая схема реализуется путем применения анкерной стяжной крепи (АСК), геомеханическое обоснование которой дано в работе [3], а общая схема представлена на рис. 3.

Расположение анкеров в звене АСК асимметрично по отношению к верти кальной оси выработки. Смежное звено является его зеркальным отражением относительно оси. Оба звена образуют комплект, устанавливаемый в кровле выработки между соседними рамами, располагаемыми с шагом s (рис. 4). Такая схема крепления позволяет обеспечить разноглубинность анкерования и полу чение поперечных размеров геомеханического клина в кровле больше на вели чину с, чем ширина выработки при небольшой длине анкеров.

"Геотехническая механика" 1 Rаск 1 – анкер, 2 – стяжка, 3 - подкладка Рис. 3 – Схематическая конструкция и механизм действия звена анкерной стяжной крепи.

c s d c s 1 – рама, 2 – комплект АСК Рис. 4 – Комбинированная охранная конструкция в составе рамной и анкерной стяжной крепи Выпуск № На шахте «Красноармейская-Западная № 1» в 1-ом северном конвейерном штреке блока № 3 была выполнена сравнительная проверка эффективности ба зовой рамно-анкерной схемы крепления и новой – соответствующей рис. 4. На обоих участках, контрольном и экспериментальном, был выполнен одинаковый комплекс исследований, включающий определение линейных размеров выра ботки, виброакустическую диагностику, а также измерение расслоений в кров ле с использованием глубинных реперных станций.

Результаты комплексных исследований показали следующее:

на расстоянии свыше 100 м от лавы рамная крепь на обоих участках нагру жена умеренно;

приращение нагрузок на анкерную стяжную крепь при подходе лавы проис ходит более быстрыми темпами, чем пригрузка верхняка рамной крепи;

в кровле выработок перед сопряжением «штрек-лава» происходит защемле ние породных блоков с передачей основного давления на стяжки, являющиеся по причине отсутствия податливости наиболее нагруженным элементом конст рукции.

Наиболее показательно преимущество анкерной стяжной крепи по предот вращению расслоения пород кровли иллюстрируется результатами, получен ными при обработке данных наблюдений за глубинными реперными станция ми, заложенными на обоих участках в своде выработки, по мере перемещения фронта очистных работ. Репера устанавливались с шагом 0,9 м по вертикали.

Для сравнительной оценки на каждый момент измерений определялось прира щение суммарного расслоения трещин в кровле на базе 4,5 м от контура кров ли в глубину массива. Динамика развития расслоений в кровле на участках с различными видами крепи представлена на рис. 5.

Приращение расслоения s, мм -100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 - Расстояние до лавы L, м 1 – экспериментальный участок, 2 – контрольный участок Рис. 5 – Изменение суммарного расслоения пород кровли на глубине до 4,5 м на различных участках при подходе лавы "Геотехническая механика" На обоих участках наблюдения закончились за несколько метров до подхода лавы, в связи с разрушением станций при горизонтальных перемещениях обра зовавшихся в кровле породных блоков. Тем не менее, установлено значитель ное (примерно в три раза) уменьшение величины расслоения в кровле при ис пользовании анкерной стяжной крепи взамен системы индивидуальных анке ров. Еще более эффективная совместная работа рамной и анкерной крепи ожи дается в выработках с плоской кровлей, где улучшаются условия для обеспече ния равномерной передачи давления пород на стяжки.

Для поддержания выемочной выработки после прохода лавы ключевым зве ном комбинированной охранной системы является литая полоса, восприни мающая на себя основную нагрузку при посадке кровли в выработанное про странство. Ее использование позволило реально реализовать схему прямоточ ного проветривания для условий шахт Донбасса при ведении горных работ на больших глубинах и в сложных горно-геологических условиях [3]. Однако не во всех случаях использование однорядной литой полосы принесло первона чально ожидаемые результаты. Для более детального изучения работы литой полосы в различных горно-геологических условиях был выполнен комплекс на турных исследований. Результаты исследований показали, что причины, опре деляющие снижение эффективности работы литой полосы, можно разделить на следующие категории:

связанные с отступлениями от рекомендованной технологии возведения полосы [4];

обусловленные особенностями технологии ведения горных работ на от дельных участках;

обусловленные геологическим строением породного массива, преимущест венно кровли.

Наиболее часто встречающиеся отступления от технологии и их последст вия приведены в табл. 5.

Таблица 5 – Отступления от технологии возведения литой полосы и их последствия Отступление Влияние на состояние Влияние на состояние от технологии полосы выработки сужение ширины полосы опрокидывание полосы асимметричная деформация контура со стороны отрабо танного пространства отставание возводимой по- снижение прочностных ха- то же лосы от забоя рактеристик полосы недолив полосы по высоте быстрое разрушение дере- изгибная деформация арок на вянного буферного слоя над соединении верхняка со полосой стойкой со стороны отрабо танного пространства частичная замена твердею- снижение способности к об- то же щего состава насыпным ма- ламыванию породной консо териалом ли на границе полосы Выпуск № К проблемам технологического характера необходимо отнести несоответст вие скорости подвигания очистного забоя и сроков твердения материала литой полосы. Указанная проблема иллюстрируется рис. 6.

1 2 Напряжение, МПа 0 10 20 30 40 50 Расстояние от лавы L, м 1 – 2 м/сут, 2 - 4 м/сут, 3 - 6 м/сут, 4 - 8 м/сут Рис. 6 – Изменение предела прочности на одноосное сжатие материала литой полосы при различной скорости перемещения забоя по отношению к возрастанию сжимающих напряжений в материале полосы (жирная сплошная линия) по мере удаления от лавы Рис. 6 получен на основе экспериментальных данных для полосы с конкрет ными параметрами и носит иллюстративный характер. Он свидетельствует, что существует предельно допустимая скорость подвигания забоя, при которой процесс твердения материала литой полосы не прерывается его преждевремен ным разрушением.

В совокупности геологических факторов, влияющих на эффективность ра боты литой полосы, наибольшее значение имеет свойства пород почвы пласта и основной кровли. В условиях шахты «Красноармейская-Западная № 1» породы почвы сложены преимущественно алевролитами, характерной особенностью которых является значительное снижение прочностных свойств при водонасы щении, сопутствующем технологическому процессу возведения литой полосы.

В данной геомеханической ситуации уже на незначительном расстоянии за ла вой (порядка 30 м), твердеющая полоса начинает работать по отношению к по родам почвы как жесткий штамп, стимулируя процесс пучения пород почвы в выработку.

"Геотехническая механика" Для изучения влияния на устойчивость выработок, охраняемых однорядной литой полосой, характеристик основной кровли был выполнен комплекс иссле дований. Путем маркшейдерских измерений определялась динамика изменений формы выработки и потеря сечения при удалении лавы. Виброакустическая ди агностика дала возможность оценить в качественном плане характер распреде ления нагрузки на элементы рамной крепи. Исследования были выполнены в пяти выработках, отличающихся склонностью основной кровли к обрушаемо сти. Их обобщенные результаты иллюстрируются табл. 6.

Таблица 6 – Эффективность работы однорядной литой полосы в зависимости от категории основной кровли Категория Отношение S/S Состояние Выработка основной через 30 м рамной крепи кровли за лавой 4-ый южный конвейерный среднеоб- асимметричная деформа 0, штрек блока 2 рушаемая ция рам в сторону полосы деформации верхняка, из 1-ый северный конвейер- среднеоб гиб и кручение стоек со 0, ный штрек блока 4 рушаемая стороны полосы асимметричная деформа 1-ый южный конвейерный труднооб- ция рам с изгибом в рай 0, штрек блока 5 рушаемая оне замка со стороны це лика 1-ый северный конвейер- рама симметрична, де легкообру ный штрек центральной па- формирован верхняк 0, шаемая нели блока значительный наклон ра 2-ой конвейерный штрек труднооб- мы в сторону полосы, раз 0, южной панели блока 8 рушаемая рыв замков, разрушение затяжки Данные, представленные в табл. 3, свидетельствуют о том, что эффектив ность работы литой полосы снижается по мере ухудшения обрушаемости ос новной кровли. Отсюда вытекает необходимость разработки литой полосы со свойствами, адекватными новой, более сложной, геомеханической ситуации.

Теоретические исследования показали, что характеристики литой полосы можно существенно улучшить, сделав ее более податливой, но сохранив при этом высокую несущую способность. Одним из путей решения данной задачи является создание полос со сложной структурой, имеющих внутренние разгру зочные элементы. Путем математического и физического моделирования уста новлена перспективность использования двух вариантов полосы.

В первом варианте однорядная литая полоса сохраняется в виде базовой единицы. Она дополняется двумя рядами сдвоенной органной крепи, располо женными со стороны выработанного пространства, над которыми расположена затяжка из деревянного бруса. Ширину собственно литой полосы рекомендует ся выбирать равной 0,8 от мощности пласта, а ширину воздушного промежутка между органными рядами в пределах от 0,8 до 1,0 м.

Выпуск № Конструкция полосы представлена на рис. 7.

1 – рамная креп, 2 – забутовка, 3 – каркас из деревянных стоек для заливки полосы, 4 - заливочный мешок, 5 –твердеющая смесь, 6 - сдвоенный органный ряд, 7 – деревянная затяжка кровли Рис. 7 – Конструкция однорядной полосы, усиленной сдвоенным органным рядом Описанная выше конструкция литой полосы наиболее эффективна для ох раны выработок с основной кровлей средней обрушаемости. Асимметрия на грузок на рамную крепь несколько снижается. Зона повышенных напряжений со стороны выработанного пространства значительно удаляется от контура вы работки. Это в совокупности обеспечивает более эффективную работу литой полосы в составе комбинированной охранной системы.

Второй вариант литой полосы предусматривает ее применение для поддер жания штреков повторного использования при тяжелообрушаемой основной кровле. Соответствующая конструкция иллюстрируется рис. 8.

В представленной на рис. 8 конструкции в качестве внутреннего разгрузоч ного элемента выступает податливая часть литой полосы, для возведения кото рой используют материал с деформационно-силовыми характеристиками, близ кими к соответствующим характеристикам увлажненных пород почвы пласта.

При этом снижаются напряжения на контакте этой части полосы с кровлей и почвой пласта, что способствует уменьшению интенсивности пучения. В то же время передача давления на почву податливой частью полосы блокирует про цесс пучения, вызываемый наличием жесткой части полосы. Для ее возведения используют высокопрочный жесткий (после отвердения) материал. Жесткая часть полосы выполняет в конструкции силовую функцию.

"Геотехническая механика" 1 – рамная креп, 2 – забутовка, 3 – каркас из деревянных стоек для заливки полосы, 4 - заливочный мешок, 5 – податливая часть полосы, 6 – жесткая часть полосы, 7 – деревянная затяжка кровли Рис. 8 – Конструкция двухрядной литой полосы Таким образом, выполнен поэтапный синтез комбинированной охранной системы, предназначенной для поддержания выемочного штрека повторного использования на всех этапах его эксплуатации. Ее отличительными особенно стями от ранее использованных схем крепления выработки является использо вание новых охранных конструкций с повышенными эксплуатационными ха рактеристиками, а также более широкие возможности адаптации к горно геологическим условиям, в частности к типу основной кровли выработки. Ап робация одного из вариантов комбинированной охранной системы в условиях щахты «Красноармейская-Западная № 1» показала перспективность ее исполь зования.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Булат, А.Ф. Опорно-анкерное крепление горных выработок угольных шахт [Текст] / А.Ф. Булат, В.В.

Виноградов. Днепропетровск: Вільпо, 2002. 372 с.

2. Байсаров, Л.В. Геомеханика и технология поддержания повторно используемых выработок [Текст] / Л.В. Байсаров, М.А. Ильяшов, А.И. Демченко. – Днепропетровск: ЧП «Лира ЛТД», 2005. – 240 с.

3. Кожушок, О.Д. К вопросу о геомеханическом обосновании применения анкерной стяжной крепи в вы емочных штреках [Текст] / О.Д. Кожушок, В.Б. Усаченко // Матеріали міжнародної конференції «Форум гірників-2008». – Дніпропетровськ: НГУ. - 2008. – С. 73–78.

4. Байсаров, Л.В. Ресурсосберегающая технология крепления и производства работ по возведению жестких литых полос для поддержания конвейерных штреков / Л.В. Байсаров // Геотехническая механика: Сб. науч. тр. / ИГТМ НАНУ. – Днепропетровск. – 2003. – Вып. 47. – С. 46-52.

5. Булат, А.Ф. Временный технологический регламент по охране подготовительных выработок угольных шахт литыми полосами из твердеющих материалов [Текст] / А.Ф. Булат, М.А. Ильяшов, Б.М. Усаченко [и др.].

– Днепропетровск: РИА «Днепр-VAL», 2004. – 33 с.

Выпуск № УДК 624.191.8.042/. Петренко В. Д., Тютькин А. Л., Петренко В. И., Кавун Д. А.

ЗАКОНОМЕРНОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ НАПРЯЖЕННО ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ КОНСТРУКЦИИ КОЛОННОЙ СТАНЦИИ МЕТРОПОЛИТЕНА В ПРОЦЕССЕ ЕЕ СООРУЖЕНИЯ В статье представлены результаты теоретических и практических исследования напря женно-деформированного состояния конструкции колонной станции метрополитена в про цессе ее сооружения.

CONFORMITIES TO THE LAW OF TENSELY-DEFORMED STATE FORMING OF COLUMNAR STATION CONSTRUCTION OF UNDERGROUND METROPOLISES IN THE PROCESS OF ITS BUILDING In the article the results of theoretical and practical are represented researches of the tensed and deformed state of construction of the columnar station of underground metropolises in the process of its building.

Одной из задач исследования напряженно-деформированного состояния системы «крепь–массив», разрабатываемых в последнее десятилетие, является задача технологического сопровождения [1], то есть задача влияния технологи ческих процессов сооружения конструкции на ее общее напряженно деформированное состояние (НДС). Например, при сооружении колонной станции большое влияние на формирование ее напряженно-деформированного состояния имеют технология проведения работ и срок введения несущих кон струкций в работу.

Учет некоторых факторов, таких как временное крепление, выполнение ра бот по бетонированию отдельными захватками, поэтапное раскрытие сечения подземного сооружения, на напряженно-деформированное состояние подзем ного сооружения детально разработан в работе [2], причем созданная модель отличается высокой степенью дискретизации, а ее параметры были взяты из ла бораторных исследований. В модели сооружающегося горным способом тонне ля также учтена нерегулярность раскрытия сечения, так как в половине модели калотта раскрыта, а в другой части раскрыто всё сечение.

Несколько в другом ключе задача влияния технологии решается в работах [3, 4], в которых исследуется влияние технологии строительства надземного со оружения на уже существующее подземное. Данный аспект проблемы влияния технологии на общее напряженно-деформированное состояние системы «креп ление–массив» также важен, но находится несколько в стороне от основных вопросов.

Постановка задачи о прогнозировании деформаций грунтового массива при проходке тоннелей также ставится в работе [5]. Однако, решение этой задачи проводится на основе плоской кончено-элементной модели (расчетный ком плекс, разработанный в НИЦ ТМ ОАО ЦНИИС «РУПС-02»), которая создана на основе треугольных конечных элементов пластинчатого типа, которые в дальнейшем совместно работают со стержневыми КЭ, которые моделируют по "Геотехническая механика" стоянное крепление. Проблемы взаимодействия стержневых и пластинчатых КЭ рассматривались в работах [1, 3] и корректное применение данных типов в одной модели требует ввода дополнительных условий или специальных эле ментов, которые позволяют учесть разность работы стержня и пластины. В рас сматриваемой работе не указано, применялись ли такие специальные элементы, что не даёт возможности судить о верности и точности проведенных конечно элементных расчетов, тем более, что никаких презентационных данных в виде изополей или изолиний в данной работе не было приведено.

Задача прогноза деформаций грунтового массива в процессе строительства подземного сооружения более детально рассматривается также и в работе [6].

Основными изменениями по отношению к применявшимся ранее в практике расчетам в эксплуатационной стадии являются применение трехмерной модели, которая позволяет не вводить дополнительных компромиссных допущений, уп ругопластическая постановка задачи и учет процесса передвижения проходче ского комплекса. Однако, в используемых моделях (расчетный комплекс «PLAXIS 3D Tunnel 2») применена тетраэдрическая конечно-элементная сетка, явно построенная в автоматическом режиме, что снижает точность проведения конечно-элементного расчета. Выводы, сделанные авторами работы [6] об удовлетворительном применении упругопластической модели Кулона–Мора в песчаных грунтах и завышении деформаций в аналогичном применении модели для глинистых грунтов в 2 раза несколько не обоснованно, так как проведения дополнительных исследований этого вопроса проведено не было.

Решение подобной задачи, но в более широкой постановке, приведено в ра боте [7]. Условия задачи расширены, что позволило учесть шесть конструктив но-технологических фактора: 1) диаметр щита;

2) глубину заложения тоннеля;

3) давление активного пригруза в забое щита;

4) давление тампонажного рас твора за обделкой;

5) степень заполнения заобделочных пустот тампонажным раствором;

6) наличие находящихся на трассе тоннеля наземных зданий. Несо мненно, рассматривать первые два учтенных фактора тривиально, так как по лучение адекватных реальному поведению системы «крепь–массив» в процессе эксплуатации или строительства возможно лишь при точном соответствии гео метрическим параметрам всех ее элементов. Учет шестого фактора также не оригинален, так как масса наземных зданий задаётся в конечно-элементной мо дели в виде распределенной нагрузки, что не представляет каких-либо методи ческих и практических трудностей. Методика учёта третьего фактора в работе [7] не приведена, однако можно предполагать, что давление на лоб забоя также прикладывалось в виде активного давления в виде сосредоточенной нагрузки.

Хотя в работе заявлен учет влияния тампонажного раствора (четвёртый и пятый факторы), его методика не описана, а визуальный анализ конечно-элементной модели, размеры конечных элементов которой слишком большие, чтобы полу чить хотя бы качественную картину распределения параметров деформирован ного состояния, позволяет сделать вывод, что давление тампонажного раствора также задавалось в виде распределенной нагрузки, а оценить степень влияния его заполнения на представленной в работе КЭ-модели весьма проблематично.

Выпуск № КЭ-модель, видимо также построенная в автоматическом режиме (расчетный комплекс «PLAXIS 3D Tunnel 2») явно не позволяет получить сколько-нибудь точные результаты по причине неверной дискретизации на конечные элементы, которые имеют размеры примерно 222 м, причем никакого сгущения в месте примыкания обделки к массиву не наблюдается. Таким образом, проведенные 23 серии численных расчетов носят явно качественный характер.

Более детально и методологически разработано решение задачи определе ния оптимальной величины пригруза забоя приводится в работе [8]. К несо мненным преимуществам постановки задачи относится учёт взаимодействия бетонной обделки с окружающим грунтом, поведение которого описывается математической моделью Ю.К. Зарецкого, а также моделирование процесса проходки подземного сооружения в пространственной постановке (комплекс «GEO-MIGG», разработанный в МИГГ). Также детально разработан вопрос создания уровней модели, которые отвечают за реальное геологическое строе ние участка (геологическая модель), геометрические размеры, деформационные характеристики и особенности проходки (математическая модель), наличие и изменение гидрогеологического режима (геофильтрационная модель) и влия ния наземных сооружений (модель городской застройки). Процесс поэтапного сооружения тоннеля с дальнейшим исследованием пригруза лба забоя и оты скания его оптимального значения также разработан детально, однако следует отметить, что применение тетраэдрической сетки конечных элементов 1-го по рядка (четырехузловых) явно негативно влияет на точность результатов, что было отмечено во многих классических работах [9, 10]. Повышение точности в случае использованной сетки из тетраэдров можно было бы получить, исполь зуя изопараметрические конечные элементы 2-го порядка (восьмиузловые тет раэдры с дополнительными промежуточными узлами на каждой стороне) или, что является более целесообразным, использовать в модели октаэдры, паралле лепипеды или, в крайнем случае, треугольные призмы.

Важным достоинством работы [7] по отношению к работе [8] является то, что пригрузка от городской застройки моделируется не просто распределенной нагрузкой, а объектами, имитирующими реальные здания и сооружения. Это, в отличие от распределенной нагрузки, позволяет оценить неравномерность оса док фундаментов зданий и сооружений и влияние их жесткости на общее на пряженно-деформированное состояние системы.

Однако, в рассмотренных выше работах, исследование направлено на пере гонные тоннели, то есть объекты с заведомо простым ходом исследования, что связано с простой их геометрией и технологией сооружения. Колонные станции глубокого заложения, в свою очередь, возводятся закрытым способом путем постепенной проходки и закрепления выработанного пространства и представ ляют собой сложные пространственные объекты с изменением жесткостей эле ментов и сложным характером взаимодействия. Обделка при этом вступает во взаимодействие с уже деформированным окружающим породным массивом.

Степень интенсивности влияния горного давления может быть разной и зави сит, главным образом, от глубины залегания выработки, ее размеров, техноло "Геотехническая механика" гии сооружения подземных сооружений и деформационных характеристик по род и крепления.

Обделка станции, на которую в монтажный период действует нагрузку от собственного веса и вес монтажных устройств, из-за отсутствия заполнения за зоров между ней и породой не встречает значительного воздействия со стороны массива. Поэтому, чем быстрее возведена конструкция обделки и осуществлено нагнетание, тем меньшую зону охватит процесс активной деформации, как ок ружающих пород, так и самой обделки. Указанное обстоятельство особенно важно для станций метрополитенов, в большинстве своем сооружаемых не на полное сечение. Стадиями ответственности сооружения станции являются ра боты по объединению отдельных тоннелей в полное сечение станционной кон струкции со сложным поперечным профилем. В зависимости от последова тельности раскрытия выработки на полный профиль горное давление может оказываться в разных сочетаниях и, следовательно, может по-разному взаимо действовать с отдельными элементами несущей конструкции.

Полученные данные о НДС колонн являются материалом для оценки зако номерности распределения взаимодействий окружающего массива, как по дли не, так и по ширине каждой исследуемой станции. Благодаря измерениям на пряжений в колоннах представляется возможным оценить не только величину действующих нагрузок, но и работу всей конструкции исследуемой станции.

Монтаж элементов внутреннего несущего каркаса и включение их в общую конструкцию станции осуществляется разными технологическими способами в зависимости от последовательности основных работ по сооружению станции.

Существует органическая связь между принципиальным конструктивным ре шением станции колонного типа глубокого залегания и той последовательно стью ведения работ, которая необходима для объединения отдельных вырабо ток в общий профиль станционной конструкции.

Один из распространенных способов сооружения станции является способ, в котором элементы внутреннего несущего каркаса полностью монтируются в отдельных замкнутых боковых тоннелях, пройденных заранее. Наличие подго товленных опор в виде двух рядов колонн позволяет осуществить все после дующие работы по раскрытию станции на полный профиль (разработку средне го пролета) постепенно продвигающимся фронтом. При этом оба ряда колонн загружаются постепенно, в соответствии со стадиями проходки части свода среднего пролета, а затем при проходке ядра, разборке обделки боковых тонне лей и разработке обратного свода.

Выделим четыре основных этапа сооружения станции (рис. 1):

Стадия 1. Проходка боковых тоннелей и монтаж несущих конструкций.

Стадия 2. Сооружение свода среднего тоннеля.

Стадия 3. Разработка ядра и разборка обделки боковых тоннелей.

Стадия 4. Сооружение обратного свода.

В соответствии с приведенными на рис. 1, а) этапами сооружения построены прототипы моделей станции (рис. 1, б), расчетная область которых разбита на плоские конечные элементы.

Выпуск № а) б) Стадия Стадия Стадия Стадия Рис. 1. – Этапы сооружения станции (а) и соответствующие им КЭ-модели (б) "Геотехническая механика" Размеры плоской схемы выбраны таким образом, чтобы максимально при близить условия работы модели станции к реальному объекту: глубина заложе ния станции – 50 м;

грунт окружающего массива – глина спондиловая, модуль упругости Е=35 МПа, коэффициент Пуассона µ=0,3, плотность =1,9 т/м3;

ма териал конструкций станции железобетон В30, модуль упругости Е=38 500 МПа, коэффициент Пуассона µ=0,02, плотность =2,5 т/м3.

После определения всех необходимых размеров плоских моделей, объемные модели станций получены путем генерации плоских схем, которые находятся в плоскости XZ, в направлении оси Y с шагом 0,6 м. Для объемных моделей за даны соответствующие граничные условия.

Для определения закономерностей формирования НДС станционной конст рукции проанализируем напряженно-деформированное состояние моделей станции на основе данных численного анализа.

Анализ НДС первого этапа сооружения станции. После проходки боко вых тоннелей с отставанием 20…30 м и монтажа обделки колонны значительно деформируются. Значения перемещений несущих элементов (рис. 2), приведен ных в таблице 1, значительно зависят от скорости введения в работу несущих элементов в работу и отображают предельное деформированное равновесное состояние боковых тоннелей, когда рост деформаций прекратился. Рассмотрен ный случай деформированного состояния позволяет в дальнейшем исследовать негативное влияние задержек при монтаже несущих элементов.

а) а) перемещения по оси X Рис. 2. – НДС в несущих элементах Выпуск № б) в) б) перемещения по оси Z;

в) нормальные напряжения по оси Z Рис. 2. – НДС в несущих элементах "Геотехническая механика" г) д) г) нормальные напряжения по оси X;

д) касательные напряжения в плоскости XZ Рис. 2. – НДС в несущих элементах Выпуск № Таблица 1 – Максимальные перемещения элементов станции на сооружения Перемещения, мм Вертикальные Горизонтальные Несущие элементы станции 1 2 3 4 1 2 3 этап этап этап этап этап этап этап этап Колонны 16,31 15,36 35,64 12,43 3,68 2,97 12,43 3, Прогоны 16,44 16,03 35,64 12,43 1,99 1,45 1,78 2, Обделка боковых тоннелей 16,97 16,70 35,64 13,96 3,40 5,26 7,71 8, "Геотехническая механика" Свод среднего тоннеля – 16,70 35,64 13,65 – 1,45 3,55 2, Обратный свод – – – 11,20 – – – 3, Таблица 2 – Расчет эквивалентных напряжений по четвертой теории прочности Нормальное напряжение Нормальное напряжение Касательное напряжение Эквивалентное Несущие напряжение, МПа по оси X, МПа по оси Z, МПа в плоскости XZ элементы станции 1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 этап этап этап этап этап этап этап этап этап этап этап этап этап этап этап этап Колонны -0,2 -0,2 0,82 0,27 -3,9 -0,3 -6,15 -5,8 -0,33 0,39 0,88 0,13 4,011 3,16 5,98 5, Прогоны -0,9 -0,3 0,82 -0,9 -1,9 -0,7 -2,81 -2,5 -0,33 -0,3 -0,4 0,13 2,655 1,05 2,59 3, Обделка боковых 1,4 1,18 2,46 -1,9 0,6 0,25 -2,05 -3,1 0,054 -0,5 0,88 0,13 2,12 1,56 2,74 4, тоннелей Свод среднего – 1,18 -1,8 1,5 – 0,25 0,422 -1,7 – -0,5 0,88 0,13 – 1,56 2,24 1, тоннеля Обратный свод – – – -1,9 – – – -1,7 – – – 0,13 – – – 3, Значительное влияние на перераспределение перемещений в этом случае осуществляется грунтовым массивом среднего пролета, который продолжает воспринимать значительную часть общей нагрузки. За счет нарушения первич ного бытового напряженно-деформированного состояния грунтового массива, в нем начинается развитие перемещений, которое усиливается взаимным влияни ем боковых выработок.

Обделка остается в значительной степени недогруженной, потому что грун товый массив станционного тоннеля еще остается неразработанным, и он вос принимает значительную часть горного давления, препятствуя значительным смещениям обработки, вызванным боковым давлением, в его сторону за счет реактивных усилий, возникающих в грунтовом массиве среднего пролета.

Максимальные величины напряжений в несущих элементах приведены в таблице 2. Для последующего расчета конструкции на прочность, который бу дет проводиться по бетону, применим формулу четвертой энергетической тео рии прочности. Наиболее загруженными в этом случае являются колонны.

Можно сделать вывод о важности включения в работу колонн сразу же по сле проходки бокового тоннеля и монтажа обделки уже на первой стадии фор мирования напряженно-деформированного состояния станции. При этом не ме нее важным является точность их установки в строго вертикальное положение для исключения появления значительных эксцентриситетов и, как следствие, растягивающих усилий.

Анализ НДС второго этапа сооружения станции. После сооружения свода снимается часть взаимодействия из внутренней части обделки боковых тоннелей за счет удаления части грунта среднего пролета. В результате увели чения общего сечения выработки не только изменяется величина усилий и де формаций в обделке боковых тоннелей, но и происходит их перегруппировка в новой системе с дополнительными сопротивлениями в виде конструкций внут реннего каркаса (колонны с прогонами). Максимальные величины перемеще ний в несущих элементах приведены в таблице 1. Сооружение среднего свода приводит к увеличению жесткости в поперечном направлении, что способству ет уменьшению деформаций и напряжений в несущих элементах внутреннего каркаса (рис. 3).

Наиболее деформированной на данном этапе сооружения станции является обделка боковых станционных тоннелей – максимальные перемещения в ней составляют 16,7 мм.

Максимальные величины нормальных, касательных и эквивалентных на пряжений по четвертой теории прочности в несущих элементах внутреннего каркаса на втором этапе сооружения станции приведены в таблице 2.

Анализ НДС третьего этапа сооружения станции. Разработка ядра и раз борка обделки боковых тоннелей сопровождается интенсивным ростом дефор маций и напряжений в несущих элементах внутреннего каркаса.

Выпуск № а) б) в) а) нормальные напряжения по оси X;

б) нормальные напряжения по оси Z;

в) касательные напряжения в плоскости XZ Рис. 3. – Напряжения в несущих элементах:

"Геотехническая механика" Следует отметить, что формирование напряженно-деформированного со стояния зависит от времени. Приведенные значения перемещений и напряже ний отображают сформированное равновесное состояние станции, когда после дующее перераспределение отмеченных величин со временем не происходит.

Максимальные значения перемещений и напряжений в несущих элементах на данном этапе сооружения станции приведены в таблицах 5 и 6 (изолинии и изополя НДС третьего и четвертого этапов не приводятся по причине экономии места).

На этом этапе сооружения станции напряжения являются максимальными и значительно перераспределяются. Колонны являются наиболее загруженными несущими элементами, но интенсивная их загрузка именно в этот период поло жительно отражается на работе свода среднего пролета, который способен вос принять распор боковых тоннелей, растущий по мере разработки ядра.

Анализ НДС четвертого (заключительного) этапа сооружения станции.

Максимальные значения перемещений и напряжений в несущих элементах на данном этапе сооружения станции приведены в таблицах 1 и 2.

С увеличением поперечного сечения выработки и после сооружения средне го станционного тоннеля станции основная часть нагрузки распределяется на колонны, которые не встречают значительного сопротивления от подошвы, по тому что они не имеют передачи усилий на значительную площадь.

Боковое давление на станционные тоннели также значительно влияет на на пряженно-деформированное состояние колонн, вызывая в них растягивающие усилия, благодаря отсутствию необходимой жесткости подошвы в поперечном направлении. Поэтому сооружение обратного свода сопровождается снижением деформаций и напряжений в несущих элементах внутреннего каркаса станции и последующей их стабилизацией.

На этой стадии сооружения очень важным является своевременное включе ние в работу обратного свода. Преждевременное его включение в работу может привести к последующей концентрации напряжений, что приведет к появлению недопустимых усилий в несущих элементах.

Из приведенных таблиц видно, что эквивалентные напряжения не превы шают значения в 6,0 МПа, что свидетельствует о том, что в бетоне несущих элементов не возникает трещин, а сами железобетонные элементы имеют зна чительный запас прочности.

Из анализа напряженно-деформированных состояний моделей станции можно сделать вывод о важности соблюдения всех технологических процессов по ее сооружению: четкой последовательности работ, необходимой точности монтажа, времени сооружения и ввода несущих элементов в общую работу.

Наиболее ответственными несущими элементами станции на всех этапах ее сооружения являются колонны, которые воспринимают не только основную на грузку на станцию, но и отвечают за перераспределение напряжений и интен сивность их формирования. Вторым наиболее нагруженным и интенсивно де формирующимся элементом являются прогоны, которые соединяют колонны и обеспечивают станционной конструкции жесткость в продольном направлении.

Выпуск № Из анализа напряженно-деформированного состояния станции в процессе ее сооружения можно сделать вывод о важности учета особенностей технологии работ, которые значительно влияют на формирование и интенсивность роста усилий и перемещений в несущих элементах. Это означает, что при проектиро вании трехсводчатых станций глубокого заложения с учетом производства ра бот все необходимые расчеты должны выполняться на максимальные усилия, которые возникают не в стадии эксплуатации станции, а в процессе монтажа несущих элементов.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Демешко, Е. А. Современные методы прочностных расчетов в метро- и тоннелестроении [Текст] / Е. А.

Демешко, С. Б. Косицын, В. К. Сергеев и др. // Сб. трудов науч.-техн. конф. «Подземное строительство России на рубеже ХХІ века», Москва, 15-16 марта 2000. – М.: ТАР, 2000. – С. 200-207.

2. Фролов, Ю. С. Система «крепь–грунтовый массив». Численный анализ напряженно-деформированного состояния с учетом технологии проходки тоннелей [Текст] / Ю. С. Фролов, Ю. А. Мордвинков // Метро и тон нели. – 2006. – № 5. – С. 32-35.

3. Чеботаев, В. В. Мониторинг напряженно-деформированного состояния станции «Полянка» в Москве [Текст] / В. В. Чеботаев, Е. В. Щекудов, А. А. Кубышкин и др. // Метро и тоннели. – 2006. – № 5. – С. 36-37.

4. Безродный, К. П. Формирование напряженно-деформированного состояния несущих элементов станции «Комендантский проспект» Санкт-Петербургского метрополитена при строительстве [Текст] / К. П. Безродный // Метро и тоннели. – 2005. – № 3. – С. 42-45.

5. Чеботаев, В. В. Прогнозирование деформаций грунтового массива, зданий и сооружений при проходке Серебряноборских тоннелей [Текст] / В. В. Чеботаев, В. Б. Никоноров, Е. В. Щекудов // Метро и тоннели. – 2005. – № 2. – С. 34-38.

6. Чеботаев, В. В. Прогнозирование деформаций грунтового массива при сооружении тоннелей щитами с активным пригрузом забоя (на примере Серебряноборских тоннелей) [Текст] / В. В. Чеботаев, Е. В. Щекудов, А. Г. Андриянов // Метро и тоннели. – 2007. – № 2. – С. 38-39.

7. Маковский, Л.В. Проходка тоннелей в слабоустойчивых грунтах. Определение параметров мульды оса док земной поверхности [Текст] / Л. В. Маковский, Фам Ань Туан // Метро и тоннели. – 2006. – № 5. – С. 24-25.

8. Зарецкий, Ю. К. Расчет оптимальной величины пригруза забоя при проходке тоннелей ТПМК [Текст] / Ю. К. Зарецкий, М. И. Карабаев // Метро и тоннели. – 2004. – № 2. – С. 40-43.

9. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике: Пер. с англ. [Текст]. – М.: Мир, 1975. – 542 с.

10. Большаков, В. И. Основы метода конечных элементов [Текст] / В. И. Большаков, Е. А. Яценко, Г. Соссу и др. – Днепропетровск: ПГАСиА, 2000. – 255 с.

"Геотехническая механика" УДК 622-035- Л.Л. Кауфман, Б.А. Лысиков, И.Ж.Сирачев О КОЛИЧЕСТВЕННОМ АНАЛИЗЕ РИСКОВ ПОДЗЕМНОГО СТРОИТЕЛЬСТВА Управління рисками має два кількісних засоби їх вираження: дотермініський та імовір ний. Перший припускає повну визначеність оцінки розглядаємих рішень методами сценар ного аналізу та аналізу чутливості. Імовірний засіб припускає, що всі параметри та зів’язаниє з ними риски когут варіювати одночасно. Найбільш використовуємим для цього математич ним методом служить модель Монте-Карло.

ABOUT QUANTITY ANALYSIS OF UNDERGROUND CONSTRUCTION RISKS Risk management has two quantity method for its evaluation: deterministic and probabilistic.

The first them supposes full certainty of expecting events. The most important decisions for this method are scenario analysis and sensitivity analysis. The probability method supposes that all risky and uncertain parameters can be expected to vary simultaneously and applies Monte-Carlo simula tion.

1. Основные сведения Обычно люди, принимающие решения по выбору целесообразного, как им представляется, варианта проекта из нескольких возможных предпочитают со средоточиться на одном, отдельно взятом критерии, например, таком, как при быль. Однако, при отсутствии оценки опасности рисков такой подход не учи тывает их влияния на уровень принятого критерия выбора варианта. Менеджер может управлять неопределенностью, или не суметь делать этого, но он всегда должен быть способен количественно оценить риск, вызванный принятыми решениями.

Управление рисками – один из аспектов науки управления строительством и производством, имеющий два количественных способа его выражения: детер министский и вероятностный или стохастический. Детерминистский предпола гает полную определенность условий оценки рассматриваемых решений, что в строительной индустрии случается редко, а в подземном строительстве – нико гда. Существует несколько детерминистских способов количественной оценки рисков. Наиболее распространенные из них - сценарный анализ и анализ чувст вительности [1, 2].

Вероятностный способ имеет дело с факторами, которые не могут быть оце нены с полной определенностью.

2. Детерминистские способы Сценарный анализ Далее приведен пример сценарного анализа строительства офисного здания, для которого при определении конструктивной схемы устанавливаются опти мальные соотношения между полезной площадью, определяемой заказчиком проекта, и площадью вспомогательных помещений, таких, как туалеты, кори Выпуск № доры, лифтовые шахты, места прокладки труб, которая часто регламентируется нормативными актами администрации.

Здесь имеется ввиду, что на ранних стадиях проектирования требования ме стной администрации могут быть неизвестны в деталях и будут уточняться только в ходе дальнейшего проектирования. При этом возникает риск, что при нятые проектные решения не соответствуют новым техническим условиям.

Возможен также риск колебаний в прогнозе строительных цен 1 м2 полезной площади. Сценарным анализом могут быть учтены внешние экономические риски, например, для рассматриваемого примера – повышение уровня инфля ции.

С точки зрения оценки возможного риска изменения нормативной базы рас сматриваются также вопросы строительства места парковки автомобилей и ре конструкции существующих дорог, примыкающих к строительной площадке.

Сценарии базируются на наиболее вероятном, оптимистическом и пессси мистическом вариантах развития событий. В табл. 1 приведены результаты расчета стоимости по этим сценариям. При этом принималось, что поскольку конкретизация решений будет производиться при дальнейшей разработке про екта, ожидаемая стоимость строительства 1 м2 полезной площади будет нахо диться в интервале 950-1100 фунтов стерлингов (рис. 1).

Результаты анализа показывают возможные последствия рассматриваемых сценариев. Количественная оценка вероятности каждого из них отсутствует и заказчик проекта получает лишь общее представление об изменениях парамет ров проекта в результате риска изменения нормативной базы строительства.

Таблица 1 – Сценарный анализ параметров проекта строительства офисного здания Вариант А Вариант В Вариант С Параметры наиболее ве- оптимисти- пессимисти проекта роятный ческий ческий 1 2 3 Площадь подсобных помеще 2000 м2 1600 м2 2300 м ний, требуемая нормативной базой Полезная площадь здания, тре 5000 м2 5000 м2 5000 м буемая заказчиком 7000 м2 6600 м2 7300 м Полная площадь здания Прогноз строительных цен 1 м 1000 ф 950 ф 1100 ф полезной площади Процент инфляции за 12 меся 5% 4% 8% цев проектирования и 12 меся годовых годовых годовых цев строительства Стоимость строительства авто стоянки и реконструкции подъ- 500000 ф 400000 ф 800000 ф ездных дорог "Геотехническая механика" I – вариант А, наиболее вероятный;

II – вариант В, оптимистический;

III – вариант С, пессимистический.

1 – общая стоимость;

2 – инфляция;

3 – стоимость автостоянки и дорог;

4 – стоимость полезной площади;

5 – стоимость площади вспомогательных помещений.

Рис. 1 – Сценарный анализ оценки рисков при строительстве офисного здания Анализ чувствительности Анализ чувствительности – способ детерминистского моделирования, кото рый используется, чтобы определить воздействия изменений независимой пе ременной (аргумента) на изменение зависимой переменной (функции). Этот способ не имеет целью количественно оценить риск, но позволяет определить факторы, к которым риск чувствителен. Анализ чувствительности позволяет ответить на круг вопросов: «а что, если...». Например, что случится со стоимо стью строительства, если прогноз будущей инфляции будет неверен на 1%, 2% Выпуск № или 3%, что случится со стоимостью строительства, если общая продолжитель ность работ сократится на 3, 4 или 5 месяцев.

Анализ чувствительности позволяет выяснить, какой компонент проекта наибольшим образом воздействует на его результаты. Этот способ широко ис пользуется из-за его простоты и возможности сосредоточиться на частных оценках, хотя он и не определяет реальной вероятности события.

Примером анализа чувствительности может служить рассмотрение величи ны так называемых затрат жизненного цикла, т.е. суммы капитальных и экс плуатационных расходов на сооружение и дальнейшее обслуживание объекта.

Эти затраты характеризуют будущее проекта, хотя это будущее известно недос товерно. Оцениваемые при этом эксплуатационные повторяющиеся расходы, такие, как текущий ремонт, разного рода замены оборудования и инвентаря, уборка помещений имеют ориентировочный характер, независимо от надежно сти данных, на которых она основана. Подобно этому не могут быть оценены с определенностью такие существенные компоненты затрат жизненного цикла объекта, как скорость изменения макроэкономических параметров, например, уровня учетной банковской ставки.

Наглядное графическое представление об анализе чувствительности может дать «паутинная» диаграмма (рис. 2), которая строится следующим образом:

1 – рассчитываются затраты жизненного цикла по исходным данным, при нятым при проектировании;

2 – идентифицируются параметры, подверженные риску и неопределенно сти;

3 – выбирается один рискованный параметр и пересчитываются затраты жизненного цикла, предполагая, что колебания расходов, связанные с этим па раметром, находятся в каком-то определенном интервале Х%. Расчеты выпол няются пошагово в пределах этого интервала, т.е. затраты жизненного цикла пересчитываются, предполагая, что выбранный параметр, например, банков ская учетная ставка изменяется на +1%, +2%...+5% и -1%, -2%...-5%;

4 – результаты расчетов наносятся в виде линии на «паутинную» диаграмму, интерполируя их между каждым рассчитанным значением;

5 – шаги 3 и 4 повторяются для оставшихся параметров, которые ранее были идентифицированы, как рискованные.

Каждая линия «паутинной» диаграммы показывает воздействие на затраты жизненного цикла варьируемого рискованного параметра. Чем ближе к гори зонтали расположена линия, тем более чувствительны затраты жизненного цикла к варьируемости этого параметра. Так, на рис. 2 изменения параметра гораздо сильнее воздействует на затраты жизненного цикла, чем изменения па раметра 2.


"Геотехническая механика" 1 – вариации параметров, %;

2 – затраты жизненного цикла;

3 – лучшая оценка.

Рис. 2 – «Паутинная» диаграмма Рис. 2 не показывает наиболее вероятный интервал изменений каждого рискованного параметра. Эта задача решается вводом в «паутинную» диаграм му контуров уровней вероятности, которые строятся субъективно (по мнению экспертов) для варьируемых значений рассматриваемых параметров. Так, на пример, может быть оценено, что имеется 70% вероятности того, что банков ская учетная ставка будет находиться в интервале между +8% и -6% от приня той при проектировании объекта, а 90% вероятности, что этот интервал нахо дится между +10% и -8%. На рис. 3 показаны контуры вероятности 70% и 90%.

1 – вероятность 70%;

2 – вероятность 90%.

Рис. 3 – Контуры вероятности на «паутинной» диаграмме Выпуск № Контуры вероятности являются результатами субъективных оценок воз можности варьирования рассматриваемых параметров. Поэтому их надежность часто вызывает сомнения. Тем не менее, такой подход может быть инструмен том выработки решений в условиях неопределенности экономических прогно зов.

Анализ чувствительности может быть использован, как в целом для проекта, так и для решения конкретных вопросов. Например, в случае строительства уже упомянутого офисного здания такой анализ будет полезен для выбора отделки пола основных помещений (рис. 4).

Рис. 4 – Сравнение вариантов при анализе чувствительности Проектные оценки показали, что более предпочтительным выбором отделки пола является вариант А, который требует меньших затрат жизненного цикла, чем вариант В. Однако, заштрихованные зоны пересечений линий параметров и 3 вариантов А и В в контуре вероятности 70% показывают, что вариант А в этом контуре намного более чувствителен по рассматриваемым параметрам.

При изменении параметров на один и тот же процент, изменения затрат жиз ненного цикла варианта А существенно выше, чем варианта В. Если главная цель человека, принимающего решение, - избежать сюрпризов, тогда следует прочесть вариант В потому, что он предлагает намного большую определен ность затрат.

Как видно из сказанного, анализ чувствительности не является определяю щим способом выбора одного из сравниваемых вариантов. Однако, он может служить вспомогательным средством принятия решений.

Детерминистские подходы к оценке влияния рисков на стоимость проекта применяются также в подземном строительстве, где неопределенность геологи ческих и гидрологических условий играет решающую роль. Из-за рисков, свя занных с ними, фактический перерасход сметного лимита достигает 50-100%, "Геотехническая механика" несмотря на детальную проработку проектных решений.

Учет рисков, грозящих строительству, позволяет более реально оценить его стоимость на стадии проектирования и учесть в общей смете затрат непредви денные расходы на предотвращение или снижение прогнозируемой опасности.

Предварительная оценка таких расходов, полученная в Австрии на основе мно голетнего опыта проектирования и строительства подземной железнодорожной инфраструктуры приведена в табл. 2 (в процентах к базовой стоимости проек та).

Таблица 2 – Непредвиденные расходы для учета общего и геотехнического рисков подземного строительства при проектировании (% к базовой стоимости) Сложность проекта Стадия проектирования простой средний сложный Предпроектная проработка 11,5/10,0 18,0/15,0 24,5/20, Технический проект 8,0/7,5 13,5/11,25 19,0/ Рабочая документация 4,5/5,0 9,0/7,5 13,5/10, Названия стадий проектирования в табл. 2 соответствуют принятым в Ук раине.

В числителе показаны расходы для учета общего риска, в знаменателе – гео технического риска [3, 4, 5].

3. Вероятностный способ Дальнейшим развитием технологии учета неопределенности при выборе варианта строительства является вероятностный анализ, предполагающий, что все параметры и связанные с ними риски могут варьироваться одновременно.

Наиболее легко используемым для этого математическим методом служит так называемая модель Монте-Карло, которая предполагает, что параметры, под верженные риску и неопределенности, могут быть описаны вероятностными распределениями.

Вероятностный анализ рисков начинается с моделирования продолжитель ности строительства или его стоимости – в зависимости от назначения модели.

Степень неопределенности каждого этапа работы и каждого элемента стоимо сти представляется распределением вероятностей в наиболее вероятном, опти мистически и пессимистическом вариантах, что обычно называется точечной оценкой. Эти три точки определяются в ходе мозгового штурма специалистов.

Для каждого этапа работы или элемента стоимости выбирается вид распределе ния вероятностей, которое наилучшим образом представляет риски, обсуждае мые экспертами. Продолжительность этапа работ или элемент стоимости рас сматриваются, как случайные величины. В качестве типичных функций рас пределения обычно используются треугольное (или распределение Симпсона) (рис. 5), и нормальное (рис. 6).

Выпуск № 1 – стоимость;

2 – вероятность;

3 – минимальная стоимость;

4 – наиболее вероятная стои мость;

5 – максимальная стоимость;

6 – размер этой площади – шанс, что стоимость будет располагаться между минимальным и наиболее вероятным значениями.

Рис. 5. – Диаграмма треугольного распределения 1 – большое стандартное отклонение;

2 – очень большое стандартное отклонение;

3 – малое стандартное отклонение.

Рис. 6. – Диаграмма нормального распределения Таким образом, получают вероятностное описание продолжительности и стоимости каждого отдельного элемента строительства. Для определения срока "Геотехническая механика" или полной стоимости проекта необходимо просуммировать полученные ре зультаты с учетом всех взаимозависимостей. Вероятностная модель общих продолжительности и стоимости проекта виртуально реализовывается опреде ленное количество раз [6, 7].

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. R. Flanagan. Risk Management and Construction, Blackwell Scientific, Oxford, Boston, 1993. 208 стр.

2. A. Code of Practice for Risk management of Tunnel Works.

http://www.munichre.com/publications/tunnel_code_of practice._en. pdf. 28 стр.

3. Tunneling Code of Practice 2007. http://www.beir.ged.gov.au/PDF/whs/tunnelling_code.2007.pdf., 97стр.

4. The Joint Code of Practice for Risk Management of Tunnel Works in the UK.

http://www.britishtunneling.org.uk/downloads/jcop.pdf. 20 стр.

5. MSF Risk Management Discipline. V.1.

http://www.brigtwork.com/file/PDF/MSF %20Risk%20 Management… 54 стр.

6. Guidelines of Tunneling Risk Management http://www.dftu.dk/Falles/ITA/Final%20Guidelines%20…, 40 стр.

7. J.Reilly. Cost Estimating and Risk – Management for Underground Projects.

http://www.wsdot.wa.gov/NR/rdonlyres/6813F4CF-EDIF – 487A… КАУФМАН ЛЕОНИД ЛАЗАРЕВИЧ – горный инженер, к.т.н.,иностранный член Академии строительства Украины, Лауреат премии Академии строительства Украины.

2935, West 5 str., apt. 2A, Brooklyn, NY 11224, USA.

E-mail: kaufman.ll@mail.ru ЛЫСИКОВ БОРИС АРТЕМОВИЧ – к.т.н., проф. кафедры «Строительство шахт и подземных сооруже ний» Донецкого национального технического университета, академик Академии строительства Украины, Лауреат премии Академии строительства Украины.

83050, г.Донецк, ул. Артема, д.86, кв.10. Тел.: (062)337-02-36;

моб.: 8-095-402-74-60.

E-mail: const@mine.donetsk.ua СИРАЧЕВ ИГОРЬ ЖАМЕЛЬЖАНОВИЧ – горный инженер-строитель, зам. начальника производствен ного отдела ОАО «Трест Донецкшахтопроходка».

83102, г.Донецк, ул. Стадионная, д.12, кв.50. Тел.: (0622)66-35-51.

E-mail: sira@ukr.net Выпуск № УДК 622.833. Д.А. Шашенко ВЛИЯНИЕ СТРУКТУРЫ ГОРНЫХ ПОРОД НА ПРОЧНОСТЬ ЛЕНТОЧНЫХ ЦЕЛИКОВ Досліджено вплив структурних особливостей гірських порід на міцність стрічкових між камерних ціликів.

THE STRENGTH OF TAPE PILLARS INFLUENCED B STRUCTURE OF ROCKS The strength of tape pillars between chambers influenced by rocks structure peculiarities is re searched.

Введение. Оценка устойчивости подземных горных выработок, располо женных на глубине, при которой во вмещающих породах появляются пластиче ские деформации, базируется на применяемом условии прочности. В этой связи его обоснованию в прикладных исследованиях всегда уделяют большое внима ние [1-3]. Одно из наиболее часто используемых в геомеханике условие проч ности [1, 2] имеет следующий вид:

(1 )( +3)+ (1 ) ( + 3 ) + 4 ( 1 3 ) 2 = Rc k c.

1 (1) Здесь 1, 3 - наибольшее и наименьшее главные напряжения;

- коэффи Rp циент хрупкости = ;

Rc, R p - пределы прочности на одноосное сжатие и Rc растяжения;

k c - коэффициент, учитывающий масштабный эффект.

Коэффициент хрупкости (0 1) является физическим параметром, определяющим в концентрированном виде структуру горной породы: при = имеет место идеальная хрупкость, при = 1 идеальная пластичность исследуе мого твердого тела. Для осадочных горных пород величина определяется степенью их литификации и может, в связи с этим, изменяться в достаточно широком диапазоне. Например, для крепких песчаников и известняков Донбас са 0, для влажных глин 1. В соответствии с этим правильной оценке величины в геомеханике методически уделяется большое внимание.

Основная часть. Формирование и литификация осадочных пород происхо дит в результате образования структур растворения под влиянием давления и температуры. Индикаторами являются регенерационные зерна кварца и типич ные структуры цемента. Основные зоны изменения типов цементов и сопря женные с ними изменения физико-механических свойств, согласно А.Г. Кос совской и В.Д. Шутову [4], приведены в табл. 1. Из табл. 1 следует, что от ста дии ДГ-ПК1, где вмещающие породы представлены несцементированными пес ками и пластичными глинами, легко размыкаемыми в воде и в ряде мест порой "Геотехническая механика" находящимися в плывунном состоянии, до стадии АК3-АК4 происходит посте пенное формирование прочностных свойств (литификация) с одновременным повышением роли хрупких и уменьшением пластических качеств исходного материала.


Таблица 1 – Соотношение степени изменения типов цементации пород в процессе литогенеза с их физико-механическими свойствами Зоны постдиагенетиче Градация литогене- Физическая модель Механическая мо ского изменения осадоч за горной породы дель горной породы ного вещества ДГ-ПК1 Зона неизменного глини- Рыхлая пористая Среда Паскаля стого цемента среда с газово жидкостным запол нением порового пространства ПК2-ПК3 Зона низменного глини- Пористая среда с га- Среда Кулона стого и кварц- зово-жидкостным регенерационного цемен- заполнением (пла та стическая среда) МК1-МК2 То же Упруго- Среда Бингама пластически-вязкая Шведова МК3-МК4 То же среда АК1-АК2 Зона кварцитовидных Сплошное твердое Среда Кельвина структур и диоктаэдри- тело: упруго-вязкая чески-гидрослюдисто- среда хлоритового цемента АК3-АК4 Зона «шиповидных» пес- Упругая (хрупкая) Среда Гука чаников и филитоподоб- среда ных сланцев Последнее обстоятельство в значительной мере связано с изменением структуры осадочных пород, в частности с увеличением размера зерен за счет вторичных процессов регенерации: минеральная масса становится более одно родной по прочности, ее сопротивление хрупкому разрушению понижается.

Хрупкое разрушение, когда разрыв структурных связей происходит практиче ски без нарушения закона Гука при очень малой деформации, является ярко выраженным признаком упругих свойств горных пород.

Осадочные породы являются средой, в которой проходится горная выработ ка. При достижении определенной глубины породный массив в окрестности искусственной полости под действием концентрации напряжений начинает разрушаться. Процесс разрушения пород разной степени литификации (хрупко сти) протекает неодинаково. Хрупкое разрушение происходит с высокой скоро стью и минимальной диссипацией энергии. Деформирование же пластичных пород при одном и том же пределе прочности требует значительно больших за трат энергии и протекает довольно медленно [5]. В последнем случае этот про цесс в горных выработках часто носит незатухающий характер.

Достаточно четкого критерия, согласно которому породы могут быть отне Выпуск № сены к пластичным или хрупким, нет. Одни и те же породы в зависимости от вида напряженного состояния, скорости нагружения, температуры, влажности и т.п. ведут себя и как хрупкие и как пластичные. Имеется предложение оцени вать хрупкость горных пород отношением количества работы, затраченного на разрушение реального образца, к количеству работы, затраченного на разруше ние идеально упругой породы с тем же пределом прочности [6].

В работах [7, 8] предлагается оценивать хрупкость горных пород, затрачен ной на деформирование породного образца в условиях одноосного сжатия до предела прочности, к работе, затраченной на разрушение того же образца за пределом прочности.

Л.А. Шрейнер [9] указывает на возможность оценивать хрупкость горных пород отношением энергии сдвигообразования к полной энергии взаимодейст вия в плоскости скольжения.

Все отмеченные выше предложения, как и многие другие, имеют один об щий недостаток: их невозможно ввести в условие прочности, которое служит основой для математического описания равновесного состояния породного массива в окрестности выработки. Такой величиной, свободной от указанного недостатка, является отмеченная выше величина, входящая в формулу (1).

Физический смысл коэффициента хрупкости по определению Г.С. Писарен ко и А.А. Лебедева Х10Ъ состоит в том, что она «характеризует степень уча стия в макроразрушении сдвиговой деформации, создающей благоприятные условия для разрыхления материала и образования трещин».

Оценка влияния коэффициента хрупкости, или структуры горных пород, на прочность междукамерных целиков была выполнена методом конечных эле ментов с применением соотношения (1). На рис. 1. показано влияние величины на запас прочности целика при различной его ширине.

Коэффициент запаса устойчивости, kз 0 0,2 0,4 0,6 0,8 Коэффициент хрупкости a=5 a=10 a=15 a= Рис. 1 – График зависимости коэффициента запаса устойчивости Z от размеров целика а "Геотехническая механика" Из графиков видно, что с ростом величины при одном и том же коэффи циенте запаса прочности ширина целика существенно уменьшается, т.е. от ста новится прочнее. Таким образом, точное определение коэффициента хрупкости является важной инженерной и научной задачей. Методические подходы к оп ределению этой величины изложены в [11].

Выводы.

1. Коэффициент хрупкости, характеризующий структуру горных пород, оп ределяет степень участия в акте разрушения сдвиговой компоненты, которая приводит к разрыхлению твердых тел и образованию в них трещин.

2. При одной и той же ширине целика увеличение коэффициента хрупкости на 20 % приводит к увеличению запаса прочности на 30-40 %.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Шашенко А.Н., Сдвижкова Е.А., Гапеев С.Н. Деформируемость и прочность массивов горных пород.

Монография. – Днепропетровск: изд-во НГУ, 2008. – 224 с.

2. Шашенко А.Н., Пустовойтенко В.П. Механика горных пород. К.: Новий друк, 2004. – 400 с.

3. расчеты на прочность в машиностроении / С.Д. Пономарев, В.Л. Бидерман, К.К. Лихарев и др., т. 1. – М.:

Машгиз, 1956. – 884 с.

4. Коссовская А.Г., Шутов В.Д. Проблема эпигенеза. В кн.: «Эпигенез и его минеральные индикаторы» М.: Наука, 1971, С. 9-34.

5. Спивак А.И., Шутов В.Д. Механика горных пород. – М.: Недра, 1975. – 200 с.

6. Лавров В.В. Природа Масштабного эффекта у льда и прочность ледяного покрова // ДАН СССР / 1958.

Вып. 122. - № 4. – 248 с.

7. Литвтнский Г.Г. Кинетика разрушения породного массива в окрестности горной выработки. – ФТРПИ, 1974. № 5. С. 15-22.

8. Литвинский Г.Г. Аналитическая теория прочности горных пород и массивов: Монография / Дон ГТУ. – Донецк: Норд-Пресс, 2008. – 207 с.

9. Баландин П.П. К вопросу о гипотезах прочности. – Вестник инженера и техника, 1937, № 1. С. 19-24.

10. Писаренко Г.С., Лебедев А.А. Сопротивление материалов деформированию и разрушению при слож ном напряженном состоянии. – К.: Наукова думка, 1969. – 209 с.

11. Шашенко А.Н., Тулуб С.Б., Сдвижкова Е.А. Некоторые задачи статической геомеханики. – К.: Пульса ры, 2002, - 302 с.

Выпуск № УДК 622.234.5(088.8) Д.М. Житленок СТАТИСТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ИЗМЕНЕНИЯ ПАРАМЕТРОВ КРУТО ПАДАЮЩИХ ПЛАСТОВ ЦЕНТРАЛЬНОГО РАЙОНА ДОНБАССА ПРИ ГИДРОДИНАМИЧЕСКОМ ВОЗДЕЙСТВИИ На основі статистичного аналізу змін параметрів вугільних пластів Центрального району Донбассу визначено позитивний вплив та перспективи застосування гідродинамічної дії при проведенні гірничих робіт.

STATISTICAL ANALIZE OF CHANGE OF THE CONDITION OF THE COAL MASSIF BY HYDRODYNAMICAL INFLUENCE On the basis of statistical analize researches of hydrodynamical influence on the intense gas-saturated layers processes which proceed thus in a coal-rock massif are described, and prospects of application of this way are specified by preparation, degassing and development of coal layers.

В настоящее время годовое понижение горных работ составляет 10-12 м.

Работа на таких глубинах чрезвычайно сложна. Перед угольной отраслью Ук раины и наукой её обслуживающей стоят задачи, с которыми не сталкивались в мировой практике угледобычи.

С точки зрения общего падения экономических показателей в стране, уголь ная отрасль в последние годы отличалась самой низкой в мировой практике производительностью труда и самыми высокими затратами на добычу угля. Ук раинский уголь стал одним из самых дорогих в мире. Он вытесняется с украин ского рынка, что еще более усложняет и без того непростое положение уголь ных предприятий [1]. Кроме экономических факторов на состояние угольной промышленности оказывают влияние условия залегания украинских угольных месторождений, не имеющие аналогов в мировой практике угледобычи.

При этом складывается ситуация про которой отработка угольных пластов сдерживается темпами их подготовки. Программой правительства предусмот рено применение технологий, обеспечивающих высокие темпы добычи угля, введение в эксплуатацию новых мощностей, строительство новых угольных го ризонтов при обеспечении высокой степени безопасности ведения горных ра бот. Вместе с этим встают проблемы, характерные для ведения горных работ на глубоких горизонтах. Высокое горное давление и высокая газоносность уголь ных месторождений обусловливают огромную степень риска развязывания га зодинамических явлений при проведении подготовительных и очистных работ.

Большинство действующих шахт являются сверхкатегорными по газу. Газо обильность основных коксующихся марок угля на глубине 800-1000 м состав ляет 80-100 м3/т, а на глубине 1000-1200 м она достигает 140 м3/т. Предполага лось, что по мере совершенствования техники и технологии основным принци пом предотвращения выбросов станет применение специальной технологии очистных работ. Однако опыт ведения горных работ показывает, что ни приме нение отдельных технологических элементов, ни использование оптимального их сочетания не дает полной гарантии предотвращения внезапных выбросов угля и газа.

"Геотехническая механика" В плане создания новых технологий представляется весьма перспективной идея использования для разгрузки и дегазации таких отрицательных факторов газонасыщенного выбросоопасного массива как его высокое газосодержание и неоднородность, обусловленная природными и техногенными причинами. В настоящее время разработан способ гидродинамического воздействия на на пряженный газонасыщенный углепородный массив, применение которого по зволяет произвести разгрузку и дегазацию значительной площади массива при сравнительно небольшом объеме работ, производимом в достаточно короткие сроки. Использование этого способа особенно эффективно в условиях выбро соопасных угольных пластов, зонах ПГД и зонах геологических нарушений.

Способ принципиально отличается от применяемых в настоящее время низко напорного увлажнения, гидроразрыва, гидрорыхления и гидрорасчленения.

Идея способа - инициирование управляемого процесса разрушения на за данном участке газонасыщенного угольного пласта. Известно, что газодинами ческие явления возникают вследствие резкого изменения напряженного со стояния угольного пласта и сопровождаются частичным или полным разруше нием угля, бурной десорбцией и выделением метана. Способ гидродинамиче ского воздействия предполагает нарушение механического и газового равнове сия в системе «скважина - угольный пласт» путем циклического изменения на правления приложения давления в диапазоне от 2 до 4 МПа, используя при этом совокупность природных и техногенных факторов развязывания газодинамиче ских явлений.

Способ гидродинамического воздействия на газонасыщенные угольные пла сты через скважины, пробуренные из забоя - это комплекс операций, иниции рующий разрушение угольного пласта и активное газовыделение, скорость ко торых ограничивается сечением скважины и регулируется посредством специ ального оборудования. Сущность процесса гидродинамического воздействия заключается в приложении к свободным поверхностям угольного пласта знако переменных нагрузок, создаваемых подачей в пласт рабочей жидкости под дав лением с последующим его сбросом. При подаче рабочей жидкости в пласт от крытые поры угля заполняются водой. При этом по каналам, превышающим размеры 10-7 см, идет прямая фильтрация свободной воды. В момент сброса давления происходит резкое нарушение равновесия в системе и быстрое пере распределение напряжений в массиве. Жидкость и вытесняющий её газ дви жутся в сторону скважины. Однако скорость изменения давления в системе значительно опережает скорость обратной фильтрации, и образовавшийся гра диент давления отрывает заполненный водой слой угля. Резкое падение давле ния в системе в момент отрыва угля, а также образование при этом новых по верхностей обнажения вызывают стремительную десорбцию метана, что в свою очередь способствует дальнейшему разрушению угля и образованию новых по верхностей. Повторение циклов изменения давления в скважине способствует развитию процессов разрушения угольного пласта и десорбции газа, вплоть до достижения процесса, так называемого «самоподдерживающегося разрушения»

Процессы разрушения угля и сопровождающей его десорбции газа продолжа Выпуск № ются до тех пор, пока перераспределение напряжений не приведет к новому равновесному состоянию на обработанном участке угольного массива, и в пла сте не образуется достаточное число каналов, по которым подаваемая рабочая жидкость может свободно двигаться, не создавая сопротивления, необходимого для отрыва слоя угля от массива. По достижении такого положения процесс гидродинамического воздействия затухает. Внутри угольного массива образу ется зона разупрочненного угля со значительной поверхностью обнажения, с которой десорбируется газ, при этом газовыделение продолжается в течение значительного времени.

В результате шахтных экспериментальных исследований были получены данные, позволившие изучить ряд изменений, происходящих в структуре угольного пласта при гидродинамическом воздействии, а также установить взаимозависимости между рядом параметров, которые в конечном итоге позво ляют прогнозировать результаты воздействия как при разупрочнении, так и при его дегазации. С этой целью, исходя из объемов извлекаемого из скважины угля и добытого газа рассчитана удельная и общая поверхность обнажения дезин тегрированного угля, объем и радиус зоны дезинтеграции угля внутри массива, т.е. зона эффективного влияния гидродинамического воздействия. Получено статистическое уравнение, устанавливающее взаимосвязь между объемом до бываемого газа и массой извлеченного из скважины угля:

V/ = (0,33q- 0,48)10s, где Vj - объем добытого газа, м3;

q - масса извлеченного угля, т.

Параметры дезинтеграции и дегазации угольных пластов представлены в таблице 1.

Использование гидродинамического воздействия как одного из элементов тех нологии подготовки и отработки газонасыщенных и выбросоопасных угольных пластов представляется весьма перспективным. К настоящему времени способ оп робован в условиях вскрытия более 160 крутых выбросоопасных пластов квершла гами;

при проведении пластовых подготовительных выработок по газонасыщен ным пластам (общая протяженность подготовительных выработок, проведенных с применением гидродинамического воздействия, составила 165 м);

для снижения выбросо-опасности в зонах повышенного горного давления при отработке уголь ных пластов щитовыми агрегатами;

для скважинной добычи угля из зон горно геологических нарушений и на участках, где применение традиционной добычной техники невозможно, при этом коэффициент извлечения угля достигал 0,6.

"Геотехническая механика" Таблица 1 – Параметры дезинтеграции и дегазации угольных пластов при гидродинамическом воздействии % Пласт м2/т Шахта тыс. м S2·10-6, м угля V2у, м ного угля R, м угля, S1·10-5, м Газоносность, м3/т добытого угля V1г, м Мощность пласта m, м Масса добытого угля q, т Объем добытого газа V2г, дезинтегрированного угля Внешняя удельная поверх ность добытого угля So·10-4, Объем добытого угля V1y, м Объем дезинтегрированного Объем газа выделившегося с Общая поверхность добытого Радиус зоны дезинтегрирован Коэффициент извлечения угля, Общая поверхность обнажения 15 14,0 1,30 10,0 2,7 0,80 1,2 210 1,5 5,5 125,0 8, 15 17,5 1,30 12,5 3,5 0,80 1,4 262 1,9 6,4 170,5 7, k 5 – «Подпяток»

20 7,5 1,60 5,4 3,9 0,80 0,6 150 1,6 5,3 144,0 3, 25 14,0 1,65 10,0 6,5 2,10 2,9 350 5,4 6,0 186,2 5, 25 13,0 1,50 9,3 11,2 2,10 2,7 325 9,4 8,3 324,5 5, l4 – «Девятка»

«Кочегарка»

25 10,5 1,30 7,5 5 2,10 2,2 262 4,2 5,9 143,1 5, 21 15,0 1,75 10,7 4 0,75 1,1 315 1,4 5,0 137,4 7, m3 – «Толстый»

17 21,0 1,27 15,0 5,4 0,80 1,8 357 2,7 7,5 224,3 6, k6 – «Анатольевский 18 30,0 1,25 21,4 5 0,90 2,7 540 2,5 7,1 198,0 10, 21 13,0 1,81 9,3 4,6 1,95 2,5 273 4,3 5,2 159,6 5, k7 – «Юльевский»

21 19,0 2,52 13,6 4,2 1,90 3,6 399 3,8 4,2 143,0 9, 27 57,0 2,80 40,7 8,8 1,90 10,8 1539 15,5 8,2 591,0 17, 18 25,0 3,10 17,8 6 1,90 4,8 450 6,3 4,8 233,7 7, l3 – «Мазурка»

им. Гаевого 18 95,0 3,00 67,8 8 1,90 18,0 1710 8,4 5,8 317,0 21, 15 35,0 1,12 25,0 6300 2,10 7,4 525 8,8 9,2 297,7 8, l4 – «Девятка Выпуск № 15 24,0 0,86 17,0 6500 2,10 5,2 360 9,1106 10,6 309,1 5, Таблица 1 (продолжение) % Пласт Шахта тыс. м ля V2у, м S2·10-6, м го угля R, м угля, S1·10-5, м бытого угля V1г, м "Геотехническая механика" Газоносность, м3/т Мощность пласта m, м Масса добытого угля q, т Объем добытого газа V2г, добытого угля So·10-4, м2/т дезинтегрированного угля Объем добытого угля V1y, м Общая поверхность добытого Коэффициент извлечения угля, Общая поверхность обнажения Внешняя удельная поверхность Объем дезинтегрированного уг Объем газа выделившегося с до Радиус зоны дезинтегрированно 12 15,0 1,10 10,7 3,5 1,8 2,7 180 5,2 7,7 204,8 5, 21 20,0 1,15 14,3 5,8 1,8 3,6 450 5,0 7,4 197,7 7, k5 – «Пята»

21 10,0 1,15 7,1 6 1,8 1,8 210 5,1 7,4 200,1 3, l1 – «Мазур» 20 14,0 1,20 10,0 2500 1,75 1,7 280 2,6 6,3 152,9 9, 25 30,0 1,05 21,4 7700 1,5 4,5 750 5,5 8,9 261,5 8, k8 – «Каменка»

20 39,0 1,20 27,8 7000 1,25 4,9 780 4,4 8,1 247,2 11, l1 – «Мазур»

21 39,0 1,20 27,8 7000 1,75 6,8 819 5,8 8,1 247,2 11, k4 – «Рудный» 15 5,0 0,38 3,6 3200 1,8 0,9 75 3,8 11,2 152,0 2, l7 – «Пугачевка» 22 17,0 1,08 12,1 6000 2,0 346 374 5,4 7,5 191,0 6, «Кондратьевка» «Юнком» им. Гагарина l7 – «Пугачевка» 23 13,0 0,79 9,3 7500 2,0 2,6 299 6,5 9,7 232,5 3, им. Ар-тема Следует сказать, что во всех перечисленных случаях применения гидроди намического воздействия на газонасыщенные и выбросоопасные пласты были достигнуты высокие результаты: эффективная дегазация, изменение напряженно деформированного состояния массива в сторону уравновешивания напряжений, предотвращение возможности внезапных выбросов при внедрении в выбросоопас ные пласты. Способ гидродинамического воздействия имеет ряд существенных преимуществ перед применяемыми в настоящее время мероприятиями по измене нию напряженно-деформированного состояния и дегазации газонасыщенных и выбросоопасных угольных пластов, а именно: сравнительно небольшое число со оружаемых скважин;

значительная площадь разгрузки массива горных пород од ной скважиной;

широкая область применения;

использование в качестве основных узлов устройства для гидродинамического воздействия оборудования, серийно вы пускаемого отечественными предприятиями;

компактность и малая металлоём кость устройства, удобство его монтажа и перемещения;

низкая энергоемкость выполняемых работ.

Применение гидродинамического воздействия на газонасыщенные и выбросо опасные пласты с целью их дегазации и разгрузки показало, что способ позволяет значительно интенсифицировать процесс дегазации пласта;

разгрузить обработан ный участок, существенно отодвинув зону максимального опорного давления вглубь массива;

разупрочнить и увлажнить уголь, понизив его крепость и пылеоб разование, что позволяет значительно повысить темпы отработки, снизить энерго затраты на процесс добычи, а также повысить безопасность труда горнорабочих.



Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 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.