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 |   ...   | 8 |

«М ИНИ СТЕРСТВО ЭН ЕРГЕТИ КИ РО ССИ ЙСКОЙ Ф ЕДЕРАЦИИ РОССИ ЙСКАЯ АКАДЕМ ИЯ НАУК Н А У Ч Н О -И С С Л Е Д О В А Т Е Л Ь С К И Й И Н С Т И Т У Т Г О РН О Й Г Е О М Е ...»

-- [ Страница 3 ] --

У читывая, что на создание и внедрение научно-технических достижений тре­ буется значительное время, в Сибирском филиале заведомо в период перестройки были предприняты попы тки обобщ ения накопленного эксперим ентального мате­ риала за сдвиж ением глубинных реперов, залож енны х в специально пробуренны е скважины. П ричём в осмыслении экспериментальны х наблю дений за сдвиж ени­ ем реперов сущ ественную роль сыграли так назы ваемы е частотны е наблю дения (с частотой зам ера смещ ений 1 раз в сутки). С воеврем енное обращ ение к этому материалу в период перестройки, когда все силы коллектива были брош ены на «выживание», позволило в итоге получить достаточно весомый задел в развитии представлений о поведении массива пород и разработать достаточно надёжную ме­ тодику прогноза сдвижений и деформаций во времени, которая вот уже последние 5-7 лет является основным инструментом по оценке наруш енности массива пород в виде трещ ин-расслоений, нормально-секущ их трещ ин и межслоевых сдвигов при -77 оценке степени подработанности сближенных пластов Кузбасса. При этом с по­ мощью этой методики удалось экспериментально и расчётами доказать, что тех­ ногенная зона водопроводящих трещин, формирующаяся над верхним пластом, при последующих отработках нижележащих пластов остаётся почти постоянной не за счёт эф фекта постоянства кривизны слоев, а за счёт перекрытия нормально­ секущих трещин в слоях межслоевыми сдвигами вышележащих слоев. Это обосно­ ванное расчетами утверждение еще больше впечатляет, если принять во внимание экспериментально полученный результат о том, что подрабатываемый массив в зоне опорного давления впереди очистного забоя расслаивается на тонкие слои толщиной 0,5 - 2,0 м независимо от литологии толщи, и лишь в процессе формиро­ вания предельных слоев осадки кровли в ней формируются пачки из этих слоев.

Эти исследования позволяю т несколько иначе взглянуть на реш ение проблемы формирования газодинамических явлений впереди очистного забоя.

Н а наш взгляд эти результаты по обобщению натурных наблюдений за масси­ вом существенно дополняют ранее проводимые авторитетной школой С.Т. Куз­ нецова исследования по расслоению толщи пород.

Д остаточно высокий рейтинг среди угольных предприятий Кузбасса, Сиби­ ри и Дальнего востока Сибирский филиал получил за геомеханическое обосно­ вание ликвидации угольных шахт, которое включает в себя: выбор и обоснова­ ние способов ликвидации шахт, базирующихся на оценке устойчивости барьер­ ных целиков между шахтами, на выделении провалоопасных зон от очистных и подготовительных выработок, на установлении параметров зоны водопороводя щих трещ ин, на способах ликвидации вскрывающих выработок, на обосновании сноса жилья с подработанных территорий шахтёрских городов.

П о всем выше­ приведенным проблемам Сибирский филиал ВНИМ И совместно с проектными институтами отрасли, службами мониторинга и ГУРШ оказался достаточно ком­ петентным в вопросах выбора проектных решений и обеспечения промышленной и экологической безопасности ведения работ на действующих и смежных пред­ приятиях отрасли.

В результате анализа мониторинговых работ за изменением уровней затоп­ ления шахт С ибирском у ф илиалу В Н И М И при участии К узбасского центра мониторинга промышленной и экологической безопасности удалось разработать достаточно надёжную инженерную методику прогнозирования изменения гидро­ геологических условий при ликвидации шахт за десятилетний период наблюдений.

На базе этой методики разработан и издан методический документ «Руковод­ ство по проведению мониторинга подземных вод и прогнозу изменения гидро­ геологических условий при затоплении ликвидированных шахт Кузбасса», СФ ВНИМ И, 2008.

М етодика позволяет определять скорости и время затопления шахт по интер­ валам затопления и по усреднённым данным, водопритоки на шахтах с самоизли вом и с поддержанием заданного уровня затопления погружными насосами. Идея разработки этой методики базируется на очевидных предпосылках идеализиро­ ванного физического процесса затопления пористой ёмкости водой, который был полож ен в основу составления нормативного документа: «М етодических ука­ заний по оценке гидрогеологических условий ликвидации угольных шахт, обес­ печению м ероприятий по управлению режимом подземных вод и обеспечению экологической безопасности», подготовленных ВНИМ И и изданных И П К О Н ом в 1997 г.

-78 K ya„= K „-V..M = Q - t, (1) где V = Kn • V объём пустот в пористой ёмкости, который элементарно опре­ деляется через произведение коэффициента пустотности ( К п) на объём горной массы (Угя );

Q - водоприток, поступающий в единицу времени, м3 /сут;

t - время, за которое затапливается интервал в пористой среде ёмкости, сут;

V — D / у объём горной массы, м3;

D - добыча угля на шахте от очистных работ за весь период её существования, т;

у - объёмный вес угля, т/м3.

Выражение (1) привлекательно для анализа тем, что в нём на любом этапе затопления известны 2 величины F ( и t, остаются неизвестными коэф ф ициент пустотности (К ) на интервале наблюдений и водоприток (Q ). Их значения из эк­ спериментальных данных мониторинга получились следующими:

- коэф фициент пустотности Кп = 0,39 - 1,5 V 7 7 ;

И е [30;

800], б/разм. (2) где Я - глубина от уровня затопления шахты до поверхности, м.

Значение Кп для шахт с крутым залеганием пород можно принимать К = 0,2;

- водоприток в зависимости от глубины Г Н - И I. V и.

е, =& 1,007 + 1,907 + 0,099, м3/сут. О) Я v И где Q - расчетный водоприток на участке от Н до Н П1, м3/сут.;

Qy - средний 1Г многолетний водоприток, поступающий в шахту в момент отключения водоотлива, м’ сут.;

hj - расстояние (глубина) от горизонта затопления до середины интервала У затопления, м;

Я ппг - глубина от поверхности до подошвы приповерхностного во­ доносного горизонта, м Погреш ность (среднеквадратическое отклонение) расчета Q. от линии рег­ рессии по формуле (3) составляет т = 0,114(Я - /г;

)/Я.

Как показали данны е анализа фактических случаев затопления 26 шахт Куз­ басса в пределах одного и того же месторождения или даж е в некоторых случаях одного и того же шахтного поля скорость и время затопления могут существенно различаться между собой.

По сути, каждая шахта по характеру (скорости) и величине срока затопления индивидуальна. П оэтому для всех ликвидированных шахт Кузбасса с известными графиками затопления были рассчитаны типовые распределения в нормирован­ ных величинах: относительном уровне затопления и относительном времени.

Уровень затопления в любой точке А. в заданный момент времени z = (Л /7.) определяется следующей зависимостью А, = Я, |S|(z) + m M J,м (4) где S ;

(z) - типовая функция (средняя) распределения уровней затопления;

m s,(z) —0,116 - среднее квадратическое отклонение (стандарт) единичны х зн а­ чений А(/Я, от средней 5,(z) в точках z;

Я, - глубина шахты от горизонта затопле­ ния до подошвы ПВГ, м.

Наиболее веским и наглядным индикатором изменения во времени и простран­ стве фактора пустотности подработанного массива является скорость затопления шахт (У.).

-79 В графиках скоростей затопления шахт кроме «всплесков», вызванных павод­ ковыми периодами, наблюдаются «дополнительные всплески», обусловленные задерж кой притоков внутри шахтного поля через различного рода перемычки и раздавленные целики угля. П о мере роста уровня затопления эти места «продав­ ливаются» напором воды, в результате чего скорость затопления шахты на этих участках резко падает.

Для иллю страции сказанного приведен рис. 1, где показан (типичный для Кузбасса) режим затопления шахты «Северная».

У ч и т ы в ая, ч то в г р а ф и к е с к о р о с ти з а т о п л е н и я п р и су т- а) ствуют участки с неизвестными причинами изменения скорости, нами на основании обобщ ения эксперим ентального материала установлена эмпирическая зави­ симость скорости затопления от относительного времени затопле­ н и я ш ахты и м а к с и м а л ь н о го значения скорости ее затопления от горизонта затопления до подо­ швы ПВГ.

Дата замера (время затопления), мес.

б) + с, мес. (5) V -V а -е 2Я, где Vm ax = максим альная скорость затопления шахты, по­ лученная путем взятия производ­ ной по времени от усреднённой закономерности уровня затопле­ ния всех шахт в регионе;

а, Ь, с коэффициенты;

t. и Т1 - текущее и общее время затопления шах­ Рис.). Режим затопления шахты «Северная»:

ты до подошвы ПВГ, мес.

а - график затопления шахты во времени;

Усредненное время затопле­ б - скорость затопления шахты ния шахты оценивается зависи­ мостью К м.уд (6) Т, — 0,0783 • /С, ± 9,3 мес.

ft где кг - коэф ф ициент учета глубины изменяется от 0,5 до 2,5;

У гм - объем удель­ уЛ ной горной массы, приходящийся на 1м высоты затопления шахты.

-80 Исследованиями установлено, что для условий Кузбасса выделяются 2 груп­ пы шахт:

- 1 - я группа быстро затапливаемых шахт с усредненным временем затопле­ ния от 10 мес. до 40-45 мес.;

- 2-я группа медленно затапливаемых шахт с усредненным временем зат ления более 45 мес.

Анализ шахт в группах показал, что для 1-й группы характерен сравнительно небольшой удельный объем горной массы (в пределах от 20,0 тыс. м3 до 120 тыс. м на 1 м высоты) и достаточно большой водоприток (200-500 м3/час), поступающий в шахту в момент отклю чения водоотлива;

2-я группа характеризуется более вы ­ сокими зн ачен иям и удельной горной массы на 1м высоты затоп лен и я (более 100 тыс. м3) и сравнительно небольшим водопритоком (Q ~ 100-200 м3 /час). Эта группа характерна для шахт с глубинами затопления 400 м и длительным сроком их эксплуатации, когда в значительной степени проявляется упругоемкость поро­ ды и воды и слеживаемость подработанного массива горных пород.

По результатам мониторинга за уровнями затопления шахт с периодическим включением-отключением насоса и одновременным замером времени и отметки затопления разработана методика расчёта производительности насоса, которая имеет вид:

^нас Q Q ~ ~пон + Q, м3/час (7) х-'пов где Qnm и Q - водопритоки, рассчитанные для случаев понижения уровня затоп­ ления при включенном насосе (Q ) и повышения уровня затопления при отклю­ ченном насосе (О ).

'-Х-'ПОв' (8) Q где Кп и Vгм - соответственно коэффициент пустотности и объем удельной гор­ ной массы;

A V = АН/At - скорость изменения (повышения или понижения) уров­ ня затопления шахты при отключенном или включенном насосе за определенный промежуток времени работающ его или отключенного насоса.

М етодика находит ш ирокое применение при обосновании выбора способа ликвидации новых шахт в регионе, при корректировке проектных решений и вы­ боре производительности новых насосов взамен старых, отработавших свой срок, при рассмотрении вопросов подтопления застроенных территорий и т.д.

Теперь трудно себе представить каким способом решались бы филиалом все проблемы с затоплением шахт и подтоплением территорий не будь это методики.

Следует отметить, что в многочисленных проблемах, связанных с ликвидацией шахт, особое место занимает вопрос обоснования сноса жилья с подработанных территорий шахтерских городов. Причем имеющиеся трудности в разрешении это­ го важного социального вопроса связаны не с отсутствием методов оценки степени влияния горных работ на строения, которые разработаны институтом ВНИМ И и филиалом с достаточной для практических целей точностью, а в отсутствии ут­ вержденной правовой базы: какой количественный уровень прогнозных деф ор­ маций принимать за допустимый, учитывая, что практически все жилье на горных отводах шахт строилось самовольно, без каких-либо конструктивных особенностей, позволяющих снизить степень влияния подработки, и поэтому не во всех случаях подходящее под титул - ветхое жильё, подлежащее сносу по условиям подработ­ ки и безопасности проживания.

-81 К СФ В Н И М И обращаются сотни частных лиц, суды, прокуратура и админи­ страции городов: почему запраш иваем ы е дом а не попали в список сносимых, когда в округе подлежит сносу большая часть поселка или улицы. О твечать на эти письма чрезвычайно трудно и ответственно.

Сейчас идет новый итог в подготовке списков домов, подлежащих сносу, так как государство дополнительно выделило на это мероприятие значительные сред­ ства из госбюджета. Поэтому проблема оценки сноса или оставления жилья на гор­ ных отводах все более обостряется, где институту СФ В НИМ И отведена ведущая роль, причем не по техническим вопросам, а вернее всего по реш ению социальных проблем наряду с администрацией шахтёрских городов и ГУРШ ем.

Следует в общих чертах остановиться на реш ении геомеханических проблем сдвижения горных пород при высоких скоростях подвигания забоев лав. Вопрос этот чрезвычайно своеврем енны й, так как участились случаи возни кн овен и я круп­ ных аварий, где проблемы геомеханики, наряду с газовыми проблемами, не реш е­ ны до сих пор и обусловлены на наш взгляд отсутствием экспериментальной базы и каких-либо обоснованных обобщений по оценке напряженно-деформированно­ го состояния массива при высоких скоростях подвигания забоев лав. Относитель­ но поведения поверхности при отработке скоростных лав Сибирским филиалом ВНИМ И выполнен цикл натурных частотных наблюдений при отработке лав на шахтах «Котинская», «Грамотеинская», им.Кирова, предварительны й анализ ко­ торых показал, что оседание поверхности не зависит от скорости подвигания забоя, последнее влияет лишь на уровень вертикальных и горизонтальных деформаций.

Исходя из разработанной нами модели формирования единичных оседаний по­ верхности при разных скоростях забоев лав нами выделены 2 стадии процесса сдвижения - активная, в период которой реализуется 95-98% сдвижений от окон­ чательных величин, и стадия уплотнения, на которую приходится 5-2%. Уточнена формула для расчета максимального оседания в мульде для активной стадии про­ цесса сдвижения, которая зависит от степени подработанности толщи и скорости подвигания забоя высокоскоростных лав.

П ри этом установлены типовые распределения функций оседаний, наклонов, кривизны, горизонтальных сдвижений и деформаций, скоростей сдвижений и де­ формаций по простиранию и вкрест простирания лав для разных положений забоя от разрезной печи до демонтажной камеры. Изучение процесса сдвижения путем его моделирования во времени по экспериментальным данным показывает новые интересные результаты, которые мы планируем рассматривать отдельно в разраба­ тываемом нами новом разделе геомеханики - динамике сдвижений горных пород.

Заканчивая краткий обзор выполненных Сибирским филиалом В НИМ И иссле­ дований за 75 лет следует отметить, что в настоящее время наша отраслевая наука сумела выстоять в трудные времена и достойно утвердиться на новом витке знаний.

Безусловно, что проблемы есть и их придется решать независимо от их сложности, но главную проблему - обеспечение кадрами, которые уже на исходе, придется ре­ шать с участием государственных органов и структур, хотят этого они или нет.

Причем необходимо укрепление научно-технической базы головного инсти­ тута, так как лишь при совместном комплексном решении проблем вместе с филиа­ лами могут реш аться весьма важные для государства и отрасли задачи.

-82 Д-р техн. наук Б.Г. АФ А Н А С ЬЕ В Уральский филиал ВН ИМ И НЕТРАДИЦИОННЫЕ МЕТОДЫ РАСЧЁТА УСТОЙЧИВОСТИ БОРТОВ КАРЬЕРОВ В ТРАДИЦИОННЫХ УСЛОВИЯХ ПРЕДЕЛЬНОГО РАВНОВЕСИЯ МАССИВА В ОТКОСАХ С КРУТОПАДАЮЩЕЙ СЛОИСТОСТЬЮ Существующие методы расчёта устойчивости бортов карьеров базируются на общ еизвестных принципах, заключаю щ ихся в оценке предельного равновесия массива в откосах по формирующимся поверхностям скольжения, имеющим в за­ висимости от структуры пород прямолинейную, криволинейную или ломаную формы.

Н а основании данного положения, основанного на теории предельного рав­ новесия «сыпучей среды», включающей также и предельное равновесие связной среды с трением, куда относятся и горные породы, разработаны методы расчёта устойчивости откосов, основанны е на сопоставлении удерж иваю щ их и сдвига­ ющих усилий, возникаю щ их по потенциальным поверхностям скольж ения под действием сил веса пород с преодолением сопротивления их срезу или сдвигу. Н аи­ более надёжным и универсальным для расчётов устойчивости откосов при этом является усоверш енствованный во ВНИМ И Г.Л. Ф исенко метод многоугольника сил (метод векторного их слож ения), определяю щ ий предельное равновесие мас­ сива, как равенство нулю суммы проекций всех действую щ их по поверхности скольжения сил на координатные оси.

Применительно к рассматриваемым откосам с крутопадаю щ ей слоистостью разработанные по этому принципу существующие схемы расчёта их устойчивости предполагают формирование в массиве поверхностей скольжения, не совпадающих с направлением анизотропии пород. В этом случае рассматривается предельное равновесие в откосах аналогично случаю изотропного массива (срез пород вкрест их наслоения по плавным криволинейным поверхностям скольжения).

Однако, как показы вает опыт отработки месторождений с крутым залеганием слоёв как в наш ей стране, так и за рубежом, в реальных условиях наблюдается качественно отличающ ийся от общеизвестного характер деформирования масси­ ва, заклю чаю щ ийся в следующем:

1. Фиксируемые инструментальными наблюдениями первые признаки д еф ор­ мирования массива в отличие от изотропного откоса проявляю тся задолго до наступления его предельного равновесия (при углах наклона откосов полож е пре­ дельных на 15-25°).

-83 2. Зона развития деформаций по верхней площадке откоса значительно шире обычной и распространяется до 1,5-2,0 высоты борта.

3. В отличие от известного «проседания» прибортовой полосы первоначальное нарушение устойчивости бортов карьеров сопровождается проявлением трещин на верхней площадке и по откосам в виде так называемых «обратных» ступенек.

4. Направление фиксируемых инструментальными наблюдениями векторов смещения массива почти горизонтальное и не соответствует привычному крутому их положению в верхней части откосов.

5. Полная потеря устойчивости откосов с крутопадающей слоистостью проис­ ходит в виде поворота и последующего опрокидывания слоев в выработанное про­ странство со значительными нарушениями как прилегающей земной поверхности, так и уступов борта, при этом общая его устойчивость сохраняется (среза пород по привычным поверхностям скольжения не происходит).

Существующие методы расчёта устойчивости откосов применительно к рас­ сматриваемому случаю, как показывает практика, являются совершенно непри­ годными, что требует иного подхода к разработке схем учёта данного нетипового механизма потери устойчивости массива.

Для изучения данного, качественно отличающегося от общеизвестного меха­ низма нарушения устойчивости откосов с крутопадающей слоистостью в виде по­ ворота и опрокидывания слоёв в выработанное пространство нами ранее было проведено моделирование откосов на тяжёлых эквивалентных материалах во всём диапазоне ориентировки в откосах поверхностей ослабления (отработано 55 мо­ делей откосов).

Полученный характер деформирования откосов с крутопадающей слоистос­ тью показывает, что область распространения деформаций в массиве ограничива­ ется некоторой криволинейной поверхностью (границей зоны деформирования), представляющей геометрическое место точек, вокруг которых происходит поворот слоёв (рис. 1). Данная поверхность не является наиболее слабой поверхностью сколь­ жения в откосе в обычном её понимании в смысле традиционного соотношения по ней сдвигающих сил и сил сопротивления массива сдвигу.

Рис. 1. Характер деформирования откосов с крутопадающей слоистостью Нарушение устойчивости откосов, что чётко видно на фотографиях с фиксиро­ ванием векторов смещения массива, происходит в виде совместного поворота от­ дельных слоёв и дальнейшего их опрокидывания в сторону выработанного простран­ ства с «проскальзыванием» по межслоевым контактам. В результате этого по всей поверхности откосов образуются обратные ступеньки, затухающие по амплитуде к их подошве. При таком виде деформаций небольшие угловые смещения слоёв при­ водят за счёт их поворота к большим деформациям на поверхности откосов.

Эффект нетрадиционной и качественно отличающ ейся от известной потери устойчивости откосов проявляется в диапазоне углов наклона слоистости от 45-50° в массив до 65-70° в сторону выработанного пространства. М аксимальный эф ф ект поворота слоёв наблюдается при углах наклона слоёв р=(-80)-90°, когда разница в предельных углах наклона слоистых и изотропных откосов достигает 10-15°.

Ш ирина зоны деф ормирования откосов при этом превыш ает ширину призмы об­ руш ения изотропны х откосов в 3-4 раза.

Характерной особенностью деформирования откосов с крутопадающей слои­ стостью является довольно раннее проявление деформаций массива относительно предельного его состояния (полного опрокидывания слоёв). П ри углах наклона меньше предельных на 5-10° на поверхности вслед за м икродеф орм ациями п ро­ являются видимые трещ ины со смещениями в переводе в натуру (Я = 100-200 м) 0,1-0,4 м. За 2-4° до обрушения происходит скачок деф орм аций со смещением массива 0,5-4,0 м.

Результаты проведённы х исследований нетрадиционного деф орм ирования откосов с крутопадаю щ ей слоистостью позволяют перейти непосредственно к рас­ чётам их устойчивости.

Согласно полученным закономерностям, при падении слоёв в выработанное пространство под углами 70-90° (рис. 2а), где поворот слоёв невозможен (отсут­ ствие внешних опрокидывающих сил) в верхней части откоса формируется обычная призма активного давления с преодолением сил трения и сцепления на некотором участке ломаной поверхности скольжения по контакту и вкрест наслоения пород (показана на рисунке сплошной линией). Избыточные сдвигающие силы здесь выступаю т в роли активных сил, под влиянием которы х происходит п оворот нижележащих слоёв с межслоевыми подвижками в области, ограниченной пунк­ тирной линией. Здесь необходимо отметить, что для среза этих слоёв требуется гораздо большее усилие, чем при их опрокидывании.

При близкой к вертикальной слоистости в откосе (рис. 26) в верхней его части условий для поворота и опрокидывания слоёв такж е не возникает, здесь, как и в предыдущем случае, формируется клин активного давления массива на ниж еле­ жащие слои.

В откосах с углами падения слоёв в массив 40-90° активные для поворота и опро­ кидывания силы уже возникают в верхней части откоса непосредственно от составля­ ющих их веса. Суммарная величина этих активных сил с учётом потери в результате преодоления сил трения по межслоевым контактам определяет воздействие их на нижележащие слои. Последние в свою очередь уже не могут опрокинуться в целик ниже подошвы откоса, здесь возможен только срез слоёв под углом к наслоению.

В соответствии с выявленными схемами деф орм ирования слоистых откосов расчёты их устойчивости должны быть комбинированными, т.е. учитывать как срез слоёв с формированием традиционных участков поверхности скольжения, так и возможный поворот слоёв в выработанное пространство.

-85 Рис. 2. Схемы к расчёту устойчивости слоистых откосов с поворотом слоев Расчёты устойчивости откосов на участках проявления поверхности скольже­ ния могут вестись обычным графическим методом многоугольника действующих сил с соблюдением равенства нулю суммы их проекций на координатные оси.

В области поворота и опрокидывания слоёв этого уже недостаточно. Наряду с этим здесь необходимо также соблюдать равенство нулю суммы моментов всех действу­ ющих сил.

Общие принципы учёта эффекта опрокидывания в расчётах устойчивости откосов уже известны. Достаточно обратиться к случаям оценки устойчивости откосов при укреплении их массивными поддерживающими сооружениями подпорными стенками (рис. За), когда наряду с возможным сдвигом по снованию рассматривается более реальный случай поворота и опрокидывания их в вырабо­ танное пространство под действием сил, возникающих в результате сдвижения вышележащего массива.

Приближаясь к нашему случаю нетрудно представить эффект поворота и опрокидывания составных подпорных стенок (рис. 36), когда нарушение их рав­ новесия происходит в результате уже совместного поворота блоков с «про­ скальзыванием» по общей боковой грани.

В случае более широкой по падению откоса составной подпорной стенки или, как в нашем случае, при большом «расчленении» слоистого массива расчёты устойчивости откосов должны вестись поочерёдным нахождением реакций между смежными блоками согласно приведённым выше схемам деформирова­ ния массива.

В конечном итоге расчётные схемы при оценке предельного равновесия по­ род в откосах включают два момента определение реакций между блоками (ограниченными межслоевыми контак­ тами) при формировании возможной по­ верхности скольжения с преодолением сопротивления срезу массива по ней, а также реакций между блоками при воз­ можном повороте и опрокидывании слоёв в сторону вы работанного про­ странства. Е стествен н о, массив сам «предпочитает», что ему легче - либо «срезаться» по обычной поверхности скольжения, либо нарушать своё равно­ весие в результате последовательного поворота слоёв. Как в том, так и другом случаях предельное равновесие откосов с крутопадающей слоистостью должно Рис. 3. Схема к расчёту устойчивости определяться соответствующими мето­ монолитных (а) и составных (б) подопорных дами расчёта их устойчивости. стенок на опрокидывание Здесь необходимо отметить, что некоторыми авторами, признающими нетиповой характер потери устойчивости откосов с крутопадающей слоистостью, предлагается учёт сопротивления слоёв в откосах их изгибу в силу внешней схожес­ ти происходящего процесса. Принципы этого учёта идентичны и взяты по аналогии с определением сопротивления на изгиб свай, обычно используемых при укрепле­ нии откосов.

Абсурдность данного подхода совершенно очевидна. Как всем известно, из­ гиб любого твёрдого тела (в нашем случае слоёв в откосе) возможен только в одном случае, если оно обладает каким-либо сопротивлением растягивающим напряже­ ниям. Именно такой критерий является превалирующим при выборе того или иного типа укрепляющих откосы свай.

Горные же породы в силу их трещиноватости (а тем более эквивалентный мате­ риал на основе песка при моделировании) этими свойствами практически не облада­ ют и никак не могут «сопротивляться» изгибу их от действия внешних нагрузок, как это представляется авторами, наблюдающих в натуре внешне похожий эффект.

Тем не менее, выявленный механизм деформирования реального массива в виде поворота и опрокидывания слоёв может быть учтён расчётами устойчивости откосов следующим образом. Согласно полученным схемам (см. рис. 2), в откосе строится в первом приближении криволинейная (либо ломаная) поверхность де­ формирования массива, представляющая участки как среза пород, так и деформи­ рования слоёв в виде их поворота. Границы между этими участками, в зависимости от параметров откосов, физико-механических свойств горных пород, сопротивле­ ния сдвигу их по контактам, как будет показано ниже, определяются в процессе проведения расчётов устойчивости откосов.

Предельное равновесие каждого из выделенного в откосе блока наиболее ра­ ционально оценивать графическим способом, однако здесь нужно учитывать не только определяемое методом многоугольника сил равенство нулю суммы проек­ ций всех действующих сил на координатные оси, но и равенство нулю суммы мо­ ментов этих сил относительно любой произвольно выбранной точки.

Соблюдение данного, известного из графостатики принципа установления равновесия системы действующих сил (что является необходимым и достаточным условием) требует, чтобы для каждого выделенного блока были замкнуты как си­ ловой, так и верёвочный многоугольники.

Последний несколько забытый, однако теоретически обоснованный графичес­ кий способ соблюдения равенства нулю суммы моментов действующих сил для наших условий выделенных в откосе блоков будет заключаться в следующем.

Как и в обычном методе многоугольника сил массив в откосе в призме воз­ можного деформирования разбивается на отдельные блоки, боковыми гранями которых является наслоение пород (рис. 4). Однако здесь в связи с оценкой мо­ ментов сил Необходимо знать точки их приложения. Согласно эпюр распределения действующих напряжений они будут следующими: при падении слоёв в массив на боковых гранях в их середине и в основании на расстоянии одной трети шири­ ны блока от передней грани;

при вертикальном и согласном с откосом падении слоёв - на боковых гранях на расстоянии одной трети их высоты от основания и по основанию блоков в их серединах.

N Рис. 4. Схема к определению сил, действующих в пределах выделенного блока В каждом выделенном блоке на него действуют внешние силы ;

и с’ и значе­ ния которых, точки приложения и направления их действия нам известны (слои в данном случае падают в массив). Сложив графическим способом эти силы, начина­ ем строить силовой многоугольник. Из точки Q параллельно действующей в блоке силе Р проводим линию и откладываем в выбранном масштабе сил величину веса рассматриваемого блока. Затем из полученной точки S откладываем величину силы сцепления с ’1.. Из конца последнего вектора проводим параллельно силе R. луч ТМ. Дальнейшие построения в многоугольнике сил мы продолжать не можем, т.к.

неизвестна величина вектора /?., а также величина и направление силы Е ’.

Д ля построения верёвочного многоугольника выберем произвольно точку полюса О ’ и соединим её лучами со всем известными вершинами силового много­ угольника. Из точки А приложения силы Е ! проводим прямую А В параллельную лучу O ’ до пересечения с линией действия силы R. г Из полученной точки В про­ N водим линию ВС параллельную лучу O ’F, до пересечения её с линией действия сил c ’ j. Аналогичным образом до пересечения с линиями действия сил Р., с ’1. и R l.

проводим линии CD, D L и LE, параллельные соответственно лучам 0 ’,0 ’ и О ’Т.

QS Д ля того, чтобы полученный верёвочный многоугольник был замкнут, что необходимо для сохранения равновесия рассматриваемой системы сил, следует, очевидно, соединить точки Е и А. Зная направление последней стороны верёвоч­ ного многоугольника, проводим параллельно ей луч О ’ на силовом многоуголь­ М нике, который в точке пересечения с ранее проведённым лучом ТМ определит величину вектора R ;

. Так как силовой многоугольник по условию задачи должен быть также замкнут, то, соединив конец вектора R. с началом вектора R. р получим величину и направление вектора ЕЛ Таким образом, обе искомые величины R. и Е.’ найдены. Отметим, что выби­ рая в качестве полюса О ’ различные точки в плоскости силового многоугольника, мы будем получать различный по форме и положению верёвочные многоугольни­ ки, однако это не повлияет на конечный результат, в чём легко убедиться, сделав аналогичные описываемые построения.

При проведении расчётов следует иметь в виду, что угол у. под которым реак­ ция Е ’ наклонена к нормали поверхности, не должен превышать величины С.

У = arctg (tg(p + - р ~ ) или у. * ср,, ni где с, ф - сцепление и угол внутреннего трения пород вкрест их наслоения;

Е ’ п.

проекция силы Е ’. на нормаль к поверхности Г..

В противном случае условий для поворота рассматриваемого блока не созда­ ётся и он срезается по основанию - поверхности Определение неизвестных ре­ акций в этом случае следует проводить известным методом многоугольника сил с прочностными характеристиками пород вкрест их наслоения. Это обстоятельство позволяет в зависимости от исходных данных чётко разграничивать в откосе области среза слоёв и их поворота.

Проводимые расчёты устойчивости слоистых откосов можно несколько упрос­ тить, пренебрегая сцеплением по контактам слоёв (величина сцепления по естествен­ ным поверхностям ослабления небольшая и составляет всего 0,01- 0,05МПа), при­ чём сделанное допущение идёт в запас устойчивости рассчитываемых откосов.

Оценка устойчивости откосов ведётся по ряду поверхностей, ограничиваю­ щих зону обрушения. При этом, подобно расчётам устойчивости изотропных отко­ сов по наиболее слабой поверхности скольжения, отыскивается наиболее опасная зона поворота слоёв. Определение коэффициента запаса устойчивости откоса, находящегося в допредельном нагруженном состоянии, производится аналогич­ но известному методу многоугольника сил.

-89 вними ШШШ | Канд. техн. наук А. А. АКСЕНОВ, инж. И.А. О Ж ИГАНОВ, инж. Д.В. ГУБАНОВ, инж. Е.Ф. БЛИНОВ Уральский филиал ВНИМ И ПРИМЕНЕНИЕ КОМПЛЕКСНОЙ СИСТЕМЫ ПРОФИЛАКТИКИ ГОРНЫХ УДАРОВ НА РУДНЫХ МЕСТОРОЖДЕНИЯХ Проблема удароопасности при разработке рудных месторождений остается актуальной, требую щей проведения комплексных исследований с разработкой методов прогноза и предупреждения горных ударов. При этом предлагаемые про­ филактические меры и другие разработки должны с одной стороны обеспечивать безопасность ведения работ, а с другой стороны быть технологичными, эф ф ек­ тивными и низкозатратными. Поэтому для каждого месторождения создается ин­ дивидуальная система профилактики, которая учиты вает особенности данного месторождения и входит в разрабатываемые «Указания... по горным ударам».

За последние годы Уральский филиал «ВНИМИ» значительно расширил свои связи с горнодобывающими предприятиями по вопросам реш ения проблемы уда­ роопасности. Комплекс проводимых работ на предприятиях включает создание методик прогноза удароопасности, разработку мер по снижению напряженности и удароопасности массива, выполнение проектных реш ений по ударобезопасной технологии и участие в решении конкретных вопросов отработки в сложных гор но-геологических условиях. Весь этот комплекс профилактических работ следует применять как для месторождений отнесенных к склонным, так и для опасных по горным ударам.

Прежде всего, в случае отнесения месторождения к склонному или опасному по горным ударам необходимо, чтобы проектная документация соответствовала требованиям «Инструкции... по горным ударам». Технология ведения горных работ должна отвечать ударобезопасным условиям. При этом разрабатываемые противо­ ударные меры не должны усложнять принятую на месторождении технологию.

Поэтому для разработки и совершенствования ударобезопасной технологии на каждом месторождении требуется проведение исследований.

В качестве инструментальных исследований Уральский филиал ВНИМ И ис­ пользует метод оперативного контроля напряженности и прогноза удароопаснос­ ти с помощью параметров акустической эмиссии приборами СБ-32М (С А П Ф И Р) и ГС-01 которые изготовляют наши партнеры - фирма «ГЕО СЕРВИС».

-90 Эти же приборы в дальнейшем передаются на предприятия в службу ППГУ для самостоятельного ведения прогнозирования удароопасности.

Для оценки напряж енного состояния краевых частей выработок, конструк­ тивных элементов системы разработки, а так же для определения параметров поля главных напряж ений в массиве горных пород, используется метод, основанный на использовании показателей вдавливания индентора в стенки шпуров прибо­ ром МГД.

Ш ахтные исследования дополняю тся анализом горно-геологических и гор­ нотехнических условий отработки рудных тел.

Результаты проведенных инструментальных исследований и анализ условий отработки позволяю т разработать эффективные меры по предупреждению гор­ ных ударов в очистных и подготовительных выработках.

Для выбора парам етров мер в сложных горно-геологических и горнотехни­ ческих условиях используется математическое моделирование напряж енно-деф ор­ мированного состояния с помощью программного комплекса FEM. М оделирова­ ние конструктивных элементов системы разработки, с учетом действующих в мас­ сиве напряжений, определяемых инструментальными методами, позволяет выявить зоны концентраций нагрузок у контура выработанного пространства и в элементах конструкции. Н а основании результатов моделирования разрабатываю тся п ара­ метры мер снижения напряженности и выравнивания нагрузок.

Для О А О «СУБР» по результатам комплекса исследований и моделирования были разработаны новые варианты этажно-камерной и столбовой систем разра­ ботки. Уточненные конструктивные параметры элементов этих систем позволили снизить потери в оставляемых целиках. П ри использовании разработанны х мер снижается удароопасность систем.

Так же для С У БРа предлож ен новый способ управления геомеханическим состоянием массива при камерно-столбовой системе разработки, исключающий необходимость образования и оставления в выработанном пространстве барь­ ерных целиков. Суть способа заклю чается в создании в кровле над ближним рядом междукамерных столбчатых целиков разгрузочных щелей, что позволяет осуществлять плавное оседание основной кровли с последую щим ее разруш ени­ ем и разгрузкой передовой части массива в зоне ведения горных работ. П ред ­ ложный способ прош ел промышленную проверку и используется на шахтах О А О «СУБР».

Для рудников О А О «Гайский ГОК» и О А О «Учалинский ГОК» нашли про­ мышленное применение разработанные Уральским филиалом меры по снижению напряженности с помощью отсечных и экранирующих вееров скважин. Эти меры позволяют создавать опережающую разгрузку массива, предохраняю т стенки вы­ емочных камер от сейсмического воздействия взрывов по выемке, обеспечивают устойчивость камер от обрушений.

Несмотря на то, что Узельгинское и Гайское медноколчеданные месторожде­ ния пока отнесены к склонным по горным ударам, здесь ведется полный комплекс профилактических мероприятий по удароопасности. Это позволяет сохранять уда­ робезопасные условия с углублением горных работ без перехода в разряд опасных по горным ударам.

Для некоторых горнорудных предприятий на данном этапе более актуальным является разработка методики оперативного, локального прогноза удароопаснос­ ти по параметрам акустической эмиссии.

-91 Так, для П риаргунского горно-химического объединения и Соколопско-Сар байского ГОКа республики Казахстан, разрабатываются методики прогноза ударо опасности и критерии отнесения участков массива к опасным по горным ударам.

Особенностью условий на этих объектах является появление на локальных участ­ ках категорий «О П А С Н О » по стрелянию. Эти опасные условия зачастую имеют ограничение во времени и поэтому их временные границы определяю тся по пара­ метрам процесса акустической эмиссии.

Исследования позволили выявить особенности проявления стреляния. Перед стрелянием, при общем высоком уровне напряженности и интенсивности акусти­ ческой эмиссии, возрастает доля импульсов с высокой энергией и снижается ко­ личество низкоэнергетических. Импульсы с высокой энергией исходят из более глубоких интервалов краевой части массива и, в звуковом диапазоне, создается фон затухания общей активности. Далее следует резкая активизация низкоэнерге­ тических импульсов и происходит стреляние с отрывом кусков породы от контура.

П роцесс спада интенсивности перед стрелянием продолж ается 1-3 мин со сни­ жением 4 -7 имп/мин, затем, перед самым стрелянием активность резко возрастает на 25-30 до 300 импульсов и в течение минуты происходит акт стреляния с разруше­ нием контура выработки. Такие стреляния являются сами по себе травмоопасными и могут привести в дальнейшем к более сильным динамическим разруш ениям.

Т ак же исследования позволили уточнить методику проведения измерений параметров акустической эмиссии. Установлено, что при высокой активности аку­ стической эмиссии на опасном по горным ударам участке массива показатель ам­ плитудного распределения «в» при измерениях на глубине 0,7 м может в некоторых случаях не соответствовать категории «О П А С Н О ». Только на глубине 1,0-1,5 м, за деструктивной зоной, показатель «в» соответствует опасной категории. В этих случаях требуется проведения измерений на указанных интервалах. Дальнейшее изучение природы динамических проявлений с различной энергией разрушения позволит повысить достоверность прогноза и создать более эф ф ективны е меры по их нейтрализации.

Приведенные примеры выполнения различных исследований и разработок по комплексной профилактике горных ударов на рудных месторождениях указывает на необходимость всестороннего подхода к решению этой проблемы с учетом всех особенностей и сложностей природы проявления удароопасности.

-92 i.) В Н ИМ И / ш иш /Л | # Инж. В.Н. КАРЕЛИН, канд. техн. наук В.П. М АРЫ СЮ К, инж. К.В. СМ ОЛОВ ЗФ «ГМК «Норильский никель»

ПРОГНОЗ УСТОЙЧИВОСТИ ОБНАЖЕНИЯ МАССИВА ПРИ ВЕДЕНИИ ГОРНЫХ РАБОТ НА РУДНИКАХ ТАЛНАХА Талнахский рудный узел представляет собой механическую систему, состоя­ щую из тектонических блоков, ограниченных наруш ениями различного порядка, и находящ ую ся в слож н ом нап ряж енн о-деф орм ирован н ом состоянии (Н Д С ).

Ф орсированная отработка месторождения определила выход структурно-нарушен ного массива из условия предельного равновесия. В этих условиях для безопасного поддержания горных выработок необходим мониторинг Н Д С обнажений горного массива. Существующие на настоящее время методы оценки напряженности об­ нажения рудного массива не позволяют в полной мере учитывать изменение физи­ ко-механических свойств горного массива, вызванного горными работами [1, 2].

В связи с этим были проведены, совместно с О А О В Н И М И исследования, которые послужили основой для разработки методики прогноза напряж енного состояния обнажений рудного массива. Сущность этих исследований заключается в следующем.

П роцесс упругого деформирования руды имеет явно выраженную нелиней­ ную связь между напряж ениям и и деформациями. Это свидетельствует о том, что даже в нетронутом массиве руда представляет собой неоднородную среду, на кото­ рую не распространяю тся законы механики сплошных сред. В процессе магматиз­ ма, метаморфизма, тектоники (действие сжимающих и растягивающих напряжений) в руде п роизош ло н авед ен и е систем м икротрещ ин. П ри этом м аксим альны е напряжения концентрируются в вершинах трещин с разгрузкой их берегов.

В нашем случае напряж енное состояние в районе вершин трещ ин незначи­ тельное, гораздо ниже внутренних напряжений, вызванных силами сцепления и углами внутреннего трения. Поэтому на начальной стадии нагружения деф ормиро­ вание руды п роисходит за счет закры тия м икротрещ ин и сопровож дается р е­ лаксацией напряж ений. Рудное тело при этом уплотняется и трансформируется в сплошную среду. П ри дальнейшем нагружении руды в вершинах закрытых мик­ ротрещин создаются условия для концентрации напряжений.

Совместное действие ранее наведенных в процессе генезиса рудного тела и со­ здан ны х п ри н агр у ж е н и и руды н ап р яж ен и й п р и в о д и т к к о н ц ен тр ац и и сил в вершинах трещин и последующему их прорастанию и ветвлению. Такой механизм -93 деформирования руды, связанный с образованием дополнительных систем техно­ генных макро- и микротрешин, приводит к снижению прочности руды в 1,3 раза.

М аксимальная величина напряжений, ограничивающая упругое состояние руды, составляет 4,8 М Па при относительной деформации сжатия, равной 4,8x103, при этом модуль упругости составляет 2,3x104 МПа.

Исследованиями было установлено, что прочность руды по глубине массива по мере удаления от обнажения не постоянна и характеризуется вариациями прочности руды. Причем участки с различной прочностью руды прослеживаются, как в нетро­ нутом рудном массиве, так и в массиве, попадающем в зону влияния очистных работ.

П оявление в нетронутом рудном массиве участков с различными вариациями прочности руды объясняется совместным влиянием природны х и техногенных ф акторов, вызывающих изменение структуры руды и н ап ряж енн ого состояния рудного массива при проведении в нем горной выработки. Это связано с тем, что выработки на рудниках Талнаха проводятся в достаточно напряж енном рудном массиве (глубина залож ения выработок 900 и более метров) буровзрывным спосо­ бом, который не исклю чает появление в рудном массиве техногенных систем тре­ щин, а сам процесс проходки выработок сопровож дается перераспределением напряжений вокруг выработки. В рудном массиве на удалении от обнажения на расстояние, примерно, кратное 0,2 максимальному размеру выработки, прочность руды не меняется. Д алее прочность руды монотонно возрастает и на участках уда­ ленных, примерно, на расстояние, превышающее максимальный размер выработ­ ки практически не меняется.

В зоне влияния очистных работ также наблюдается появление диф ф еренци­ ровано расположенных участков рудного массива с различными вариациями проч­ ности руды (рис. 1).

72. 72. 65 У 6$. У "*ч j / N У ( sv 64 \ \ 60. \ / 1^ 56.8 Е6. 55. / * о.7 у \ сз 42. / х \ /-• \ чX a / 36. \, / ЕХ \ 30 О О х б о.

С 1/Ь b - максимальный размер выработки / - расстояние от обнажения массива до м еста отбора керна Рис. 1. Прочности руды по глубине рудного массива в зоне влияния очистных работ -94 Зоны практи чески с постоянным уровнем прочности руды располагаю тся на удалении от обнаж ения рудного массива на расстояниях, примерно, кратны ­ ми 0,2 и 0,9 максимальному размеру выработки. В первом случае появление зоны с практически постоянны м уровнем прочности руды объясняется деф орм и ро­ ванием рудного массива в, основном, за счет раскры тия естественных и наведен­ ных при проходке выработки техногенных трещ ин. Во втором случае, появление такой зоны связано с тем, что рудный массив находится в объемном н ап ряж ен ­ ном состоянии.

Между рассмотренными участками рудного массива располагается участки, характеризующиеся цикличным изменением (снижением или возрастанием) проч­ ности руды.

Такой характер изменения прочности руды, очевидно, связан с различной сте­ пенью нарушенности рудного массива, определяющей жесткость, а, следовательно, и несущую способность участков рудного массива. Участки с пониженной жестко­ стью (более трещ иноваты е) способны за счет податливости уходить от действия повышенных напряжений. Более жесткие участки рудного массива в зоне действия повышенных напряжений могут деформироваться в режиме дилатансии, приводя­ щем к снижению прочности руды. Действие повышенных напряжений вызывает локальное наведение техногенных макро- и микротрещ ин давления и дискретное формирование участков рудного массива, находящихся на запредельной стадии деформирования. Ш аг формирования таких участков рудных структур по глубине массива составляет порядка 1,2-1,5 максимального размера выработки.

Анализ коэф ф ициента вариации прочности руды по глубине краевой части рудного массива показал, что при ведении горных работ в рудном массиве могут появляться участки, как с пониженной, так и с повышенной прочностью руды.

При этом в краевой части рудного массива, попадающей в зону влияния вы­ работок, коэф ф ициент вариации прочности руды изменятся от 0,9 до 1,1, а в зоне влияния очистных работ в пределах от 0,6 до 1,3.

Достаточно высокий диапазон из­ уН м ен ен и я к о э ф ф и ц и е н т а в ар и ац и и прочности руды по глубине массива дает осн ован ие счи тать, что рудный массив, попадаю щ ий в зону влияния горных работ, не является однородным.

Исследованиям и было установле­ но, что в краевой части рудного масси­ ва, затр о н у то го го р н ы м и раб отам и, формируются участки до и запредель­ ного деф ормирования рудной структу­ ры. Н апряж ен н ое состояние рудного массива при этом изменяется от одно­ осного до объемного.

В н еп осредствен н ой близости от о б н а ж е н и я р у д н ы й м асси в (ри с. 2) Рис. 2. Напряженное состояние горного массива, находится в одноосном напряж енном затронутого горными работами:

состоянии (зона 1) и практически не де­ 1, 2, 3 - зоны одноосного, плоского и объемного форм ируется. Это связан о с тем, что напряженного состояния горного массива -95 напряжения в этой части массива не превышают предела прочности руды. Далее выделяются участки рудного массива, которые находятся в условиях плоского на­ пряженного состояния (зона 2). В этой зоне напряжения могут превышать предел прочности горных пород и в массиве проявляются деформации, как упругого вос­ становления, так и деформации неупругого последействия.

Далее рудный массив деформируется без потери сплошности пород, что ха­ рактерно режиму упругого восстановления или практически не деформируются.

Это свидетельствует о том, что эта часть рудного массива находятся в объемном напряженном состоянии и для этой части массива понятие прочности не имеет смысла.

Характер разрушения стенок скважин (выявленный индикатором деформиро­ вания скважин ИДС-1 М), пробуренных в таком массиве, отражает вышеприведенное напряженно-деформированное состояние рудного массива. Стенки скважины, попадающие в зону 1, практически не деформируются. Диаметр скважины остается практически постоянным, и соизмерим с диаметром буровой коронки. В зоне 2 вслед­ ствие упругого восстановления горных пород и действия повышенных напряжений происходит формирование области неупругих деформаций с последующим разруше­ нием стенок скважины. В зоне 3 стенки скважины деформируется без потери сплош­ ности пород в режиме упругого деформирования, или практически не деформиру­ ется, что характерно для объемного нагружения горного массива.

Таким образом, в краевой части рудного массива, затронутого горными рабо­ тами, проявляются все виды напряженного состояния, а состояние стенок скважи­ ны, пробуренной в нем, отражает, как п =614 п=536 напряженное, так и деформационное 1 =24,8 см д !р =29,4 см состояние рудного массива.

Исследованиями было установле­ но, что дискование керна, выбуривае­ — мого из напряженного массива, и раз­ ГА 1*1 I рушение стенок скважин являются, по / 01 сути, проявлениями одного и того же I 1| геомеханического процесса, а именно, 4 действием в массиве повышенных на­ 1 11I пряжений, превышающих предел проч­ 1 ности руды. Это подтверждается тем, [ что между параметрами дискования 1 керна и разрушения стенок керновой | 1 ] I 1! скважины существует корреляционная || связь. Так, например, протяженность 1 зоны интенсивного деления керна и разрушения стенок скважины (рис. 3) ;


— х ар актер и зу ю тся, в среднем, зн а ­ ! \ \ 1 чениями одного порядка.

1 4i / 1 Протяженность дискования керна 20 40 60 в среднем составляла 24,8 см, а протя­ 20 40 женность разрушения стенок скважи­ Рис. 3. Гистограммы распределения ны - 29,4 см. Такая же связь просмат­ протяженности зон дискования керна (/,) ривается и по дислокации зон интенсив­ и разрушения стенок скважин (/), ного дискования и разрушения стенок п - количество замеров скваж ины от об н аж ен и я рудного массива. А нализ гистограмм распределения случайных величин показал, что экспериментальное распределение дискования керна обладает явно выраженной ассиметрией.

Деление керна, согласно критерию W E при уровне значимости 5% (90% интер­ вал), подчиняется логнормальному закону.

Т акой зако н распределения случайных величин свидетельствует о том, что этот процесс характеризуется неоднородностью, которая, очевидно, связан а с влиянием технологических факторов, таких как скорость вращ ения и усилие по­ дачи бурового инструмента на забой скважины.

Э кспериментальное распределение параметров разруш ения стенок скваж и­ ны подчиняется нормальному закону, что свидетельствует о тесном группировании параметров относительно среднего значения и характеризует процесс разруш ения стенок как однородный. Сравнительный анализ экспериментальных данных по дискованию керна и разруш ению стенок скважины по критериям Ф иш ера при уровне надежности р — 0,05 и значительных объемах выборок (более 500) показал равенство дисперсий. Это подтверж дает, что различия между рассмотренны ми процессам и не существует.

Также было установлено, что при бурении скважин в краевой части массива, попадаю щ ей в зону влияния горных работ, разруш ение пород на контуре сква­ жин происходит за счет действия, в основном, нормальных напряжений, вызван­ ных вертикальной составляющей гравитационных сил. П ричем эти напряж ения, превыш аю т почти в два раза напряж ения, вызванные силами бокового распора.

Исследованиями было установлено, что при бурении в приконтурном массиве скважин образуется зона разрушения.

Ф ормирование зоны разруш ения (рис.

4), происходит за счет напряжений, оп­ ределяющих н ап р яж ен н ое состояние нетронутого массива (ст(]) и повы ш ен­ ных н ап ряж ени й, вызванных влияни­ ем горных работ (ка).

Влияние напряж ений нетронутой очистными работами краевой части руд­ ного массива проявляется в уменьшении диаметра буримой скважины за счет реа­ лизующихся упругих деформаций при механическом извлечении руды. Иссле­ дованиями было установлено, что меж­ ду зоной разруш ен ия приконтурного массива скважины и напряженностью краевой части рудного массива сущ е­ ствует корреляционная связь, которая апроксимируется уравнением вида Рис. 4. Ф орм ирование зоны разруш ения в приконтурном массиве скважины:

+ 0, 1,5- Л, - радиус упругих деформаций;

Л, - радиус разрушения приконтурного массива скважины;

ди ам етр бурим ой скваж и ны ;

где, а сж- п р ед ел п рочн ости руды на d - изм еренны й диам етр скважины;

одноосное сжатие. г /,-д и а м е т р зоны разруш ения скважины -97 Расчетная величина напряжения, согласно приведенной схеме и полученным законом ерностям процесса деформирования приконтурного массива скважины от напряженности краевой части рудного массива, долж на определяется с учетом начального поля напряж ений нетронутого массива, а также с учетом изменения прочности рудного тела по глубине краевой части рудного массива.

Влияние начального поля напряжений проявляется в уменьшении диаметра буримой скважины за счет реализующихся упругих деформаций при механичес­ ком извлечении горной породы, а изменение прочности руды краевой части руд­ ного массива, созданная природной и техногенной трещ иноватостью, учитывает­ ся коэффициентом вариации прочности.

Выводы Д анная исследовательская работа показала, что горны е работы на рудниках Талнаха ведутся в сложных горно-геологических и горнотехнических условиях, которы е могут быть ослож нены динамическими ф орм ам и проявления горного давлении. Разработанный метод позволит оперативно прогнозировать н ап ряж ен ­ ность обнаж ен и й горн ого м ассива и своеврем ен но р азрабаты вать м ероп ри я­ тия по управлению напряженно-деформированным состоянием массива, вмещ а­ ющего горные выработки.

Литература 1. Баклаш ов И.В. Д еф ормирование и разруш ение породных массивов. М.: Недра, 1986.

2. Ш емякин Е.И., Фисенко Г.А., Курленя М.В. и др. Зональная дезинтергация горных пород вокруг подземных выработок 4:3. Теоретические представления. Ф Т П РП И. 1987. № 1.

-98 О / В Н ИМ И шиш 0 1 / Инж. Р.Б. Г А Л А О В, канд. техн. наук В.П. М АРЫ СЮ К, инж. Ю.Н. Н АГО В И Ц И Н ЗФ «ГМК «Норильский никель»

ИССЛЕДОВАНИЕ ОБЪЕМНОЙ НАПРЯЖЕННОСТИ ПРЕДЕЛЬНО-НАГРУЖЕННЫХ БЛОКОВЫХ СТРУКТУР РУДОНОСНОЙ ИНТРУЗИИ ОКТЯБРЬСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ М етодология исследования объемной напряженности горного массива бази­ руется на обобщ ении интегральных механических показателей прочности и д е­ формирования горного массива [1, 2].

Известно, что основным объектом модели горного массива является элемен­ тарный объем среды, в пределах которого напряженно-деформированное состояние среды предполагается однородным. Д еф ормация малого элемента включает из­ менения его объема и формы. При этом изменяется суммарная удельная потенци­ альная энергия элемента (его потенциал), состоящая из потенциальной энергии изменения формы. М одель учитывает упругопластическое поведение материала и предполагает, что при активном нагружении в упругопластическом теле спра­ ведлива однозначная зависимость между полными деформациями и напряж ения­ ми, т.е. девиатор деформаций и напряжений пропорциональны. М одель содержит обобщенные интегральные показатели, в которых отражается влияние различных факторов (напряж ений, деформаций, механических показателей свойств горных пород, неоднородностей, влажности и других факторов).

О пределяю щ ее уравнение модели представляет собой функционал вида WoIWb= Фf 0) V(Ka)J, где, W0 /W a - обобщ енный интегральный показатель, который назван относитель­ ной энергетической прочностью среды и представляет собой соотнош ение между удельной потенциальной энергией сил деф орм ирования при изменении объема Wn и удельной потенциальной энергией сил деформирования W, при ф ормоизме­ нении элемента массива.

Параметр W(/ выражает наполнение потенциальной энергией элемента массива.

Параметр Ж, характеризует изменение энергии формоизменения элемента массива в результате действия сдвиговых напряжений, приводящего к диссипации (рассеива­ нию ) о б щ ей эн е р ги и. П о к азате л ь К а х ар а к тер и зу ет степ ен ь о б ъ ем н о сти напряженного состояния и представляет собой соотношение между средним нормаль­ ным и средним касательным напряжениями, действующими на малый объем среды.

-99 Этот показатель может быть рассчитан так­ W JW d же и по компонентам тензора деформаций.

При одноосном растяж ении К а = -1, при одноосном сжатии К а - +1, а при чис­ том сдвиге К а = 0. Физический смысл пока­ зателя Ка заключается в следующем.

П олож ительное зн ачение показателя (рис. 1) свидетельствует о том, что горный массив деформируется в упруго-пластичном режиме сжатия, и чем больш е его абсолют­ ное зн ач ен и е, тем м ен ьш е в ер о ятн о сть хрупкого разруш ения массива. При отрица­ тельном значении показателя массив дефор­ мируется в упругом режиме, и чем больше его абсолютное значение, тем выше веро­ ятность его хрупкого разруш ения.

Оценка напряженно-деформированного Рис. ]. Процессы деформирования состояния (НДС) горного массива произво­ горного массива:

I - область деформаций растяжения;

дится дифференцировано по глубине масси­ 2 - область деформаций сжатия ва путем сравнения величин полученного обобщенного показателя Ка, характеризую­ щего объемность напряженного состояния, и представляющий собой соотношение средних величин нормальных и касательных напряжений. Значение этого показателя определяется по формуле для каждой точки массива, и сравнивается с критическим значением (Ks)*1 Критическое значение показателя для руд составляет -3.

’.

к, = ( 2) -Л )2+ ( ' 2* i 2-i) y j ( ~ xi - + ^ vi + 2 (1 + //) Проведенными совместными с ВНИМ И исследованиями в горнотехнических условиях восточного фланга предохранительного целика стволов ВЗС-ВСС рудника «Октябрьский» ЗФ ОА О «ГМК «Норильский никель» было установлено следующее.

При формировании в рудном теле зоны податливости в северной краевой ча­ сти панели 10, которая имела не прямолинейный фронт, показатель Ка, характе­ ризующий объемность напряж енного состояния, приближ ался к критическому значению (график 1 на рис. 2), и в максимуме достигал значения -2,99. После вы­ равнивания ф ронта зоны податливости значение показателя К а снизилось и не превышало -1,93. Приведенные значения показателя дают основание говорить об эффективности влияния зон податливости на НДС рудного тела, формирующее­ ся сдвижением налегающего над рудным телом горного массива.

Характер изменения объемной напряженности блоковых структур восточно­ го фланга предохранительного целика, где не проводилось формирование зоны по­ датливости, исследовался в границах панели 11. Оценка объемной напряженности проводилась применительно к блоковой структуре, представленной на рис. 3. Бло­ ковая структура рудного массива сформирована мелкоамплитудным тектоничес­ ким нарушением дизъюнктивного характера.

-100 Глубина массива, м Рис. 2. График распределения коэффициента напряженности массива рудного тела:


1, 2 - соответственно при непрямолинейном и прямолинейном фронте зоны податливости Исследовалась объемная напряженность блока (1), который контактировал с блоком (2) через плоскость сместителя тектонического нарушения. Напряженность рассматриваемой блоковой системы формируется суперпозицией двух полей напря­ жений: поле напряж ений, вызванное действием гравитационных сил (ст, = уИ и а, = АуН) и зоной опорного давления от очистных работ на восточном фланге предох­ ранительного целика (ат = куН), где к - коэффициент концентрации напряжений.

Наблю дательные станции были заложены в выработках, пройденных в блоке (1). Они представляли собой скважины, пробуренные из бортов выработок ТШЛ 87, не попадаю щ их в зону влияния разгрузочных скважин. Скважины бурились алмазной коронкой по восстанию и падению блока в зоне и вне зоны влияния тектонического нарушения.

Результаты исследований объемной напряженности при достигнутых на ко­ нец 2009 года пролета отработки восточного фланга предохранительного целика показывают, что по глубине рудный массив характеризуется цикличным измене­ нием показателя Ка.

В рудном массиве блока, не попадающем в зону влияния тектонического на­ рушения, отмечается более тесное группирование в циклах показателя Ка, как по восстанию, так и падению блока. П риведенное распределение коэф ф ициента объемной напряж енности, очевидно, связано с тем, что Н Д С этой части блока, определяется в основном действием гравитационных сил и опорным давлением, вызванным ведением очистных работ.

Н апряж енность рудного массива, попадающего в зону влияния тектоничес­ кого нарушения, характеризуется в циклах сравнительно большими вариациями коэффициента объемной напряженности. Это, очевидно, связано с тем, что НДС этой части блока определяется не только действием гравитационных сил, но кон­ тактными силами, возникающ ими в плоскости сместителя тектонического нару­ шения при сдвижении нависающего над рудным телом горного массива.

Выводы П роведенные исследования отмечают сложный характер формирования на пряж енно-деф орм ированного состояния участков рудного массива, на которых не проводились работы по формированию зон податливости. В сложившейся гео механической обстановке под действием внешних сил, как объемных, так и поверх­ ностных, участки рудного массива без формирования зон податливости находятся на стадии исчерпания естественной податливости (природная деформационная составляющая рудного массива). При этом не исключается вероятность перехода рудного массива под действием внешних сил в режим упругого деформирования с накоплением потенциальной энергии, за счет изменения объема и формы эле­ ментов рудного тела.

Литература 1. Репко А.А., Карташов В.М., Ильинов М.Д. и др. О бобщ енны е показатели н ап ря­ ж ен н о-д еф орм и рованного состояния горных пород и их п рим енение в сейсмологии // Вулканизация и сейсмология. № 3. 2000.

2. Репко А.А., Межуев В.И., Ильинов М.Д. и др. Н овая технология исследования высо­ конапряженных горных массивов // Горный журнал. № 12. 2004.

-102 Д-р техн. наук, проф. ИОФИС М.А., ЕСИ Н А Е.Н.

УРАН ИПКОН РАН СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ ОЦЕНКИ СОСТОЯНИЯ КРОВЛИ ГОРНЫХ ВЫРАБОТОК П ри современны х скоростях подвигания очистных забоев в выработанном пространстве скапливается большое количество газа, что обусловлено повыш ен­ ной устойчивостью обнажений, которая пропорциональна скорости подвигания забоя. При обруш ении этих обнажений в подготовительные выработки выбрасы­ вается весь газ, скопивш ийся не только в выработанном пространстве, но и над ним, вызывая резкое увеличение концентрации газа в этих выработках. Замерами газа в подготовительных выработках перед обрушением кровли выработанного про­ странства предвестники надвигающейся опасности обычно не обнаруживаются.

Для предотвращ ения катастрофических последствий выбросов газа из выра­ ботанного пространства необходимо установить условия и критерии возникнове­ ния этих выбросов. Поскольку основным условием аварийного выброса газа из выработанного пространства является обрушение кровли очистной выработки, необходимо определить критериальные признаки, предшествующие потере устой­ чивости обнаж ения кровли в выработанном пространстве. П ри обнаружении этих признаков горные работы следует остановить, людей из потенциально опасных участков вывести, электроснабж ение отключить. Для ускорения возобновления горных работ можно применить методы принудительного обрушения кровли. Таким образом, задача сводится, прежде всего, к определению степени устойчивости обнажений кровли в зависимости от размеров этих обнажений.

Степень устойчивости обнажений горных пород определяется в настоящ ее время преимущественно по методу профессора В.Д. Слесарева, который рассмат­ ривает три состояния пород кровли выработки [1].

Первое предельное состояние характеризуется нулевыми растягивающими на­ пряжениями в опасных сечениях и, как следствие, отсутствием в слое трещин. Вто­ рое предельное состояние разделяется на несколько стадий. В начальной стадии породы слоя испытывают деформации, не вызывающие нарушения их сплошности, т.е. соблюдается условие, при котором отношение растягивающих напряжений к пре­ делу прочности на разрыв меньше единицы. В последующих стадиях это отношение растет и в конечной стадии достигает единицы, что ведет к появлению в слое первых трещин. Третье предельное состояние характеризуется распространением трещин на всю мощность слоя и его обрушением. Так, по методу профессора В.Д. Слесарева -103 трещины в наиболее опасном сечении появляются в условиях, когда растягиваю­ щие напряжения в нижнем волокне опасного сечения достигнут пределов прочно­ сти на разрыв. Это условие возникает при обнажении кровли выработки, соответ­ ствующем второму предельному состоянию, определяемому из выражения:

2 K ph L= “ Г* 0) где Кр - временное сопротивление породы растяжению;

h - мощ ность слоя;

у удельный вес породы.

П роф. В.Д. Слесарев в своих трудах особо подчеркивал, что его методы явля­ ются «приближенными инженерными расчетами» и требуют дальнейш его совер­ шенствования и проверки в натурных условиях.

Одним из недостатков метода В.Д. Слесарева является невозможность конт­ роля состояния кровли выработки и управления этим состоянием на основании ре­ зультатов инструментальных наблюдений, поскольку в этом методе отсутствуют критериальные зн ачен ия измеряемых деформаций. Д ля устранения этого недо­ статка нами более подробно рассмотрено влияние изгиба слоистого массива горных пород на характер и величины его деформаций. Как известно, при изгибе такого массива в нем возникают касательные напряжения. В тех местах, где сдвигающие усилия превыш аю т удерживающие силы, происходит сдвиг и расслоение пород.

Изгиб слоя связан с силовыми и прочностными параметрами следующей за­ висимостью:

FI R =— (2) М’ где R - радиус кривизны слоя;

E I - жесткость слоя;

Е - модуль упругости;

/ - мо­ мент инерции;

М - изгибающий момент.

П оскольку момент инерции балки прямоугольного сечения относительно его, bh нейтральной оси равен, / = можно записать:

К -2 * -. (3) где b - ширина слоя;

h - высота слоя.

Величина изгибающего момента для балки с защ емленными концами вычис­ ляется из выражения:

M =* L, (4) 24 ’ w а для балки, свободно леж ащ ей на двух опорах, из выражения:

(5) где q - интенсивность нагрузки на единицу длины балки;

I - длина балки.

Подставив значения М в выражение (3), получим:

_ 2 Ebh и Rc = 4 ~ qlT ' 3l (7) где /?, и R c - радиусы кривизны балок соответственно с защемленными концами и свободно лежащ ими на двух опорах.

М аксимально касательное напряжение при прямоугольной форме сечения и равномерной нагрузке равно:

_ 3 ql Т"т ~ ~ ~bh ’ 4 (8) отсюда. (9) После подстановки значения ql в выражения (6) и (7) и небольших преобра­ зований, получим:

3 F h R (10) 2 гm ax / ’ n * Лс = — 17. (11) г max / Заменив радиус на кривизну, запишем:

1 _ 3 Eh] ( 1 2) К, 2 т1 ах п / 1 Eh;

и Кс ~ т a xI ’ mV где А-, и Л - кривизна балки соответственно с защемленными концами и свободно Г лежащей на двух опорах.

Откуда:

ЗК.ЕИ?

, (М ) max, К Eh:

(15) Поскольку К = —-—, получим:

0,2 L ЪгЕИ;

L— 1 (16) 0,4 rm, eEh;

1= ( 17) 0,2 Lxm - 105 Из рисунка 1, построенного по методу типовых кривых, следует, что I = L, т.к.

точка с максимальной кривизной находится над границей выработанного простран­ ства и делит полумульду сдвижения L пополам.

график кривизны Рис.1. Взаимосвязь размеров выработанного пространства и длины полумульды Отсюда можно записать:

3eEh] /;

= - (18) 0,4г„ гЕ к ] (19) 0,2 rm!

Или:

3 еЕ (20) h=K 0,4т„ еЕ (21) L=K е\V 0,2тir Исходя из установленной закономерности [2], горизонтальны е деформации определяются в зависимости от глубины трещ ин h :

0,9/ге,кр е= (22) 0,9 h - h гпр где 8кр- значение горизонтальных деформаций, при которых появляются трещ и­ ны,7 б К рит = 5 • 10~3.

Сравнение результатов расчета по методу В.Д.Слесарева и по рекомендован­ ной методике показало следующее:

1.При первом пролете, когда кровля выработки, представленная алевролита­ ми мощностью 1 м, испытывает только упругие деформации:

-106 а) по В.Д. Слесареву L3 =1,41 1 ^ - иди L 3 = l, 4 l J ^ = 9,9 1 м.

б) по рекомендованной методике / — и I ЪеЕ,, 3 - 4,9- или/3- l J -- ---------- -10,25м.

з ~ з-\ п л V0 ’ тах V 4 0 0 - Здесь в = 4, 9 - 1 0-3 при критическом значении е = 5 - 1 0-3.

Отклонение значений по рекомендованной методике от значений, получен­ ных по методике В.Д. Слесарева, составляет 2,8%.

2. При втором предельном пролете Па, когда кровля выработки испытыв упругие и остаточные деформации, т.е. испытывает максимально возможный про­ гиб без разрыва сплошности:

а) по В.Д. Слесареву 1Ъ= 1,73 или L, = 1, 7 3 1 ^ - = 12,23л/;

б) по рекомендованной методике / -и 3еЕ 3 ~ 3л О а, h,„P -, учитывая (22), получим V * тях..°-9 Ч - = 1,5ет = 1,5 • 5 • 10~3 = 7, -* „о, = 10~3 или 0,9/г —0,3/г ’ кр,,3-7,5- I = и ----- ------------ = 12,68 м 3 V 400- Отклонение значений по рекомендованной методике от значений, получен­ ных по методике В.Д.Слесарева, составляет 3,7%.

З.П ри втором предельном пролете Иб, когда в кровле выработки появляются трещины и разрывы, достигающие середины слоя, т.е. когда возможно частичное обрушение кровли (рис. 2):

а) по В.Д.Слесареву _ / 120- К рИ L3 = 2, 0 0 ^ | и л и L, = 2, 0 0 = 1 4,1 4 л.;

I или i У б) по рекомендованной методике Зе., 3 ~ 3VO d r ~ 0,5/7 ’ Учитывая (22) получим -107 = = 22 = 2, 2 - 5 - 1 0 -3 = 1 1 - 1 0 -3 / =, / 3 - П -20000 = 0,9/г - 0,5Л ' или 3 V 400- О тклонение значений по рекомендованной методике от значений, получен­ ных по методике В.Д.Слесарева, составляет 8,6%.

4. П ри третьем предельном пролете, когда происходит полное обрушение по род кровли на всю ее мощность:

а) по В.Д.Слесареву Ьъ = 2,00 или 1 Ъ= 2,44 = 1 7,2 5 л.;

б) по рекомендованной методике ЗсЕ h~, /гт;

, = 0,6/7, учитывая (22), получим IT T.„ г ' 1315 = Зр = 3 - 5 1 0 “ =15- 10 или /3 = м - --------- — = 17,93л*.

0,9/7 -0,6 /г ' V 400- О тклонение значений по рекомендованной методике от значений, получен­ ных по методике В.Д.Слесарева, составляет 3,9%.

Таким образом, при принятом линейном характере деф ормирования массива два независимых метода показывают примерно одинаковые результаты. Н о разра­ ботанная методика позволяет оценить реальное состояние массива и контролиро­ вать деформационные процессы путем сравнения измеряемых величин деформа­ ций с их критериальными значениями, которые соответствуют реальным условиям подработки, учитывая, что скорость развития деформационных процессов отстает от скорости подвигания очистного забоя.

Литература 1.Слесарев В.Д. Механика горных пород. М.: Углетехиздат, 1948.

2. Певзнер М.Е., Иофис М.А., Попов В.Н. Геомеханика. М.: Из-во МГГУ, 2005. - 108 С) / ) _ В Н ИМ И w iu А I # 1. / K..J Канд. техн. наук Т.К. П УС ТО ВО Й ТО ВА, инж. А.Н. ТУРИН, канд. геол.-мин. наук С.В. К А ГЕ Р М А ЗО В А, канд. техн. наук Ф У Н Т М АН Ь Д А К *, канд. техн. наук К И Е У КИМ ЧУ К* ВНИМ И *В И Н А К О М И Н, Вьетнам ОСОБЕННОСТИ УСТОЙЧИВОСТИ БОРТОВ УГОЛЬНЫХ КАРЬЕРОВ ВЬЕТНАМА Исследования устойчивости бортов угольных карьеров Вьетнама проводились совместно сотрудниками ВНИМ И и Ханойского института горной науки и техно­ логии (Х И ГН И Т, Вьетнам) в течение многих лет.

Необходимость в проведении этих исследований была вы звана тем, что на угольных карьерах Вьетнама деформации бортов наблюдались ещ е в 60-х годах, особенно значительные на карьерах Хату и Кокшау. В дальнейш ем по мере углуб ки горных работ проявление деформаций расш иряется и охватывает большинство бортов практически всех действующих карьеров.

В процессе исследований условий устойчивости бортов карьеров Вьетнама Назыонг, Хату, К окш ау, Деонай, Каошон, Нуйбео отмечалось, что при разработ­ ке проектов на отработку угольных месторождений недостаточно учитывались геологические условия, определяю щ ие устойчивость откосов, а такж е отсутствие необходимых данных для надежного прогноза устойчивости бортов карьеров в их предельном полож ении.

В связи с изложенным, проведенные исследования включали: изучение инже нерно-геологических и гидрогеологических условий месторождений, разрабаты ­ ваемых карьерами Назыонг, Хату, Кокшау, Деонай, К аош он, Нуйбео;

анализ ф ак­ тического состоян ия бортов с использованием результатов инструментальны х маркш ейдерских наблю дений за деф ормациям и прибортовых массивов;

оценку устойчивости различны х участков бортов при соврем енном полож ении горных работ и на их предельном контуре;

разработку рекомендаций по обеспечению ус­ тойчивости бортов при их максимальных параметрах. Данные инструментальных маркш ейдерских наблю дений позволили уточнить прочностны е характеристики пород на месторождениях, причины деформаций, характер деформирования при­ бортовых массивов и прогнозировать величины критических деформаций.

П рактика показы вает, что катастрофическим деф орм ациям всегда предш е­ ствуют несколько стадий деформирования откосов, каж дая из которых имеет свои признаки.

-109 Основным средством получения информации о деформациях бортов карьеров и наиболее надежной основой для прогноза их устойчивости являются инструмен­ тальные маркшейдерские наблюдения. Они позволяют определить критические ве­ личины деформаций, предшествующие началу активной стадии деформирования, для различных инженерно-геологических условий.

Склонность массивов горных пород к деформациям в бортах карьеров зависит от многих факторов, основными из которых являются инженерно-геологические, гидрогеологические условия месторождения и горнотехнические условия их экс­ плуатации и может быть охарактеризована величинами допустимых деформаций.

П о н яти е «допустим ы е д еф орм ац и и бортов» в дан ном случае обозначает величины деформаций, при достижении которых необходимы меры, предотвра­ щающие дальнейш ее развитие деформаций.

Н а основе анализа геологических факторов, предопределяю щ их характер де­ ф орм ирования прибортовых массивов горных пород, и результатов инструмен­ тальных маркш ейдерских наблюдений в различных горно-геологических условиях вьетнамских карьеров В Н И М И предложена классификация массивов горных по­ род по их склонности к деформациям в бортах угольных карьеров Вьетнама, со­ ставленная с учетом условий залегания слоев угленосных толщ (значение угла и направление падения слоев, простирающихся параллельно борту, относительно последнего) и приведенная в таблице 1.

В зависимости от значения угла падения слоев угленосные толщ и в этой клас­ сификации разделены на три основные группы: 1) крутого залегания (50-90°);

2) наклонного (20-50°);

3) пологого и горизонтального (0-20°). П о направлению падения слоев относительно борта в каждой группе рассматривается их согласное (лежачий бок) и несогласное (висячий бок) с наклоном борта залегание.

Анализ имеющегося материала по деформированию бортов угольных карье­ ров Вьетнама показывает, что в зависимости от условий залегания слоев в борту, ориентировочные значения допустимых скоростей смещ ения массива составляют от 4-6 мм/сут до 25-30 мм/сут;

исходя из этого в классификации для каждой группы угленосных толщ приведены ориентировочные значения допустимых скоростей смещения.

Необходимо заметить, что приведенные ориентировочные значения допусти­ мых скоростей смещения соответствуют сухому периоду года;

в период ливневых дождей, характерных для климатических условий Вьетнама, скорости смещения массивов значительно увеличиваются.

В классиф икации приведены основные условия и причины возникновения деформаций бортов и уступов в каждой группе.

В таблице 1 приведены примеры бортов угольных карьеров Вьетнама с раз­ личными горно-геологическими условиями (рис. 1, 2).

Таким образом, по данным таблицы 1 можно предварительно оценить склон­ ность массивов угленосных толщ к деформациям в бортах карьеров Вьетнама. Так, по данным маркш ейдерских наблюдений, наибольшие допустимые деформации ( ~ 30 мм/ сут) возможны при наклонном несогласном залегании слоев (висячий бок) в случае наличия в прибортовом массиве серии крутопадающ их, в основном, в сторону массива, разрывных тектонических наруш ений больш ого протяжения (например, на северном борту карьера Деонай - наблю дательная линия С п;

на се веро-западном борту карьера Деонай - наблюдательная линия Е п, рис. 2).

-110 и Таблица sЧ CQ ш Классификация прибортовых массивов осадочных скальных и полускальных горных пород п и склонности VD е? “ сс Xч M Q X га = го и со Й Q N ~ CL сС О. D - 4 х ;

л О Ю VO °- 3g. «О о g ю » Я ю О сс о a D 0. ~ & t vo n р w * ох ja I сл o.. cc с2г N ь са О о ^ Cl о. * ос с VO сс т са ^ IS g Су Т И g S.

5.

СГ О) 2 3 n.

^ эХ х — D x о 3Q. S Х 2 X a s CC У ю a 0 л Qj г о.

X О И -О Ю 5* * ;

x о р U 3 CQ e 3I X S‘ » X x, « У '5 о 14Г1к ?Г * I '= са О e О О cl -О са 5I X* и 3 3 B 0 юL cC н cc к деформациям в бортах угольных карьеров Вьетнама х8 Ou x I нS 9 8 С 2 CQ ro оС « СС 1Ч ^ 3 1Ё I ^X I I зХ S о ~ X сс s 3S X Cl о га н X О у -G* т S а сс 1 н о. О = с X о х»

VO а *Ох S X 5 C з2 с vo X ^- а с ej к х c C x X й) М2 й са а m X cl о О Q) U ^ О 0) t- 2 r о w а з- о и Й са X cl * 5 * n К * о. я X с о сс J § н. о h a о сс о С * У cc с о о го са S а X BdsqdcM иешгдп CN IN i H x o o H x d s n o u HHriBwdo})str t—tу «H ni O 00 H nnH3m;

di3odiJ3i:d iqnoe о 2 °.

. a a.

о -о BH ndH m к в н ж о ю с о д ы ою аю *±Хэ/иш in S 'S ‘( f f o n d a u и о х А э я ) (N ГО р КИНЭГПЭЮО H 9100doID 1о VO vo -н CN^ кП гн Х1ЯИИЮи01Т КИНЭЬВН II \I snHhoaodniHando aj и x о СС X о= ;

Cl О сс Jr CL X с;

О Ю cЙ С4 и о C о О О ОX иX X U С О СС си сс «и х х х О а о а VD ^ S ° 5 Яs 5I О3о 3 s О) X * о VO q х з§ г О 5 га о L, IS га и. о о ю °5 ь гL г ю ч а) аа н Cо о. о * о и 5А О. r I I га га ^ I S sп О ^— ч 0) га га v« — пю н хS х вии/Cdj -111 Окончание таблицы 2 4 6 1 3 Висячий бок месторождения:

К окш ау -В осточны й участок борта (набл. л. С);

- С еверо-западны й участок борта (набл. л. В).

Д еонай - Северны й участок борта(набл. л. С в);

- Северо-запад, уч. борта (Лочи, набл. л. Е в).

Лежачий бок месторождения:

1. Н аличие и подрезка III Пологое, -(4 -6 ) Д о 0,7-1, С огласное Н уйбео - Западны й участок борта горизонтальное, Несогласное слабых контактов слоев — (10 - 12) высоты (набл. л. В, разв. л. IV").

борта или слабых прослоев.



Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 8 |
 





 
© 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.