авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

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


Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |   ...   | 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 5 ] --

§ о Время Графики скоростей максимальных оседаний реперов во времени Исследование горногеологических условий, при которых фиксировалось воз­ никновение максимальных скоростей оседания, показало, что при углублении очистных работ со 1 0 0 до 600 м на месторождении значения эмпирических ко­ эф ф ициентов, входящ их в формулу 1, с достаточной степенью точности могут быть определены отнош ением глубины отработки (Я, м) к размеру подработки толщи пород по простиранию (L, м), который является наибольшим размером под­ работки. В данных условиях, как уже указывалось выше, эти параметры опре­ деляются глубиной и простиранием междуэтажного целика, отработка которого приводит к интенсификации процесса оседания земной поверхности. Расчет ко­ эффициентов а и Ь, выполненных с помощью П К для условий месторождения с неизменной мощностью рудного тела (при h = 1 0 ± 2 м) и постоянным углом паде­ ния его (а° = 30°±2°), позволил установить окончательный вид формулы:

-151 Полученная зависимость (2) позволяет для указанных выше горногеологичес­ ких условий рассчитать время окончания процесса сдвижения поверхности, в ча­ стности для центральной части мульды сдвижения, для которой размеры подра­ ботки в ближайш ей перспективе останутся неизменными. Так, принимая в расчет наименьшую скорость оседания 0,83 мм/м, соответствующую регламентируемой величине годового оседания 10 мм [2], и условий подработки L/H = 2,7, а также полученному в 2005 году значению 7j'imx = 6,25 мм/мес. получим t = 5,3 года. Сле­ довательно, при неизмененной величине фронта подработки по простиранию в центральной части мульды сдвижения в декабре 2 0 1 0 года долж но наблюдаться полное заверш ение процесса сдвижения на данном участке и на поверхности воз­ можно выполнение различной народнохозяйственной деятельности, в частности, проведения дорог, линий связи, электропередач и т.п.

Литература 1. М етодические указания по определению параметров процесса сдвиж ения горных пород, охране сооружений и горных выработок на месторождениях цветных металлов. Л. :

ВН И М И, 1974. 66 с.

2. П равила охраны сооружений и природных объектов от вредного влияния подзем­ ных горных работ в Криворож ском железорудном бассейне. J1. : В Н И М И, 1975. 68 с.

3. И нструкция по наблюдениям за сдвижением горных пород и земной поверхности при подземной разработке рудных месторождений. М. : Н едра, 1988. 112 с.

В Н ИМ И / | ш иш | I О \J Д-р техн. наук, проф. М.А. Р О ЗЕ Н Б А У М, кинд. техн. наук Б.П. БАД ТИ ЕВ* ВН И М И *ЗФ «ГМК «Норильский никель»

РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ВЫБОРУ ТИПОВ КРЕПИ ГОРНЫХ ВЫРАБОТОК ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ ГЕОМЕХАНИЧЕСКИХ УСЛОВИЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ При проектировании выбор типа крепи выработок производится в зависи­ мости от ее вида, назначения, условий эксплуатации и срока службы, при этом поддержание выработки на каждый период эксплуатации может осуществляться одним видом крепи, но с параметрами соответствующими реализации смещений породного контура в конкретной геомеханической ситуации. О собенно важным является предотвращ ение расслоений пород вокруг выработок при росте интен­ сивности проявлений горного давления, поэтому основным требованиям является вовремя проведенное усиление принятого вида крепи при переходе выработки из одного геомеханического состояния в другое.

При определении параметров крепи горных выработок в качестве критерия проявления горного давления принимаются смещения их породного контура за весь срок службы и формы разруш ений контура.

Исследования, проведенные при переходе горных работ на глубокие горизон­ ты (более 800 м) показали, что в зонах опорного давления, особенно при влиянии тектонических нарушений разрывного характера, в приконтурном массиве ф орми­ руются зоны опасных напряж ений, величины которых могут превыш ать предел прочности пород, а само поле напряжений характеризуется относительно сечения выработки неоднородностью и ассиметричностью. В результате снижается устой­ чивость пород в приконтурном массиве, что приводит к деформации и разрушению крепи выработок. Различают три вида потери устойчивости пород: вывалы и обру­ шения, разруш ение пород в зонах концентрации напряжений, значительные сме­ шения пород в выработку, приводящие к уменьшению ее поперечного сечения.

Проведенные исследования позволили создать единую классификацию устой­ чивости горных выработок для рудников Норильского ГМ К, в которой, в отличие от известных учтены не только геологические, но и геомеханические составляю ­ щие, на ее основании мож но выбирать тип крепи и его парам етры, соответству­ ющие реальным условиям эксплуатации выработок.

И сследования показали, что в условиях зонального разрушения пород желе­ зобетонные штанги обладают недостатками, которые затрудняю т их использова­ - 153 ние: недостаточные сцепления с раздробленными породами, сравнительно боль­ шое время схватывания бетонной смеси.

Применение реш етки и набрызбетона в сочетании с анкерами при разруш е­ нии пород на контуре становится малоэффективным, поскольку не обеспечивает необходимого подпора пород между анкерами.

Разруш ения, связанны е с неравномерностью нагруж ения наблю даю тся и в выработках, закрепленных арочной податливой крепью из спецпрофиля.

К репи обычно устанавливаются без начального распора и на всех стадиях р а­ боты не оказываю т активного влияния на напряжения и деф орм ации в поддерж и­ ваемом массиве. Сама конструкция и взаимодействие элементов практически всех применяемых типов крепи предопределяет работу крепи в проектном режиме для случаев ф орм ирования в поддерживаемом массиве симметричного однородного поля напряжений. В этом случае для эффективной работы крепи, как показали исследования, суммарный вектор преобладающих деформаций в массиве должен быть близок к вертикальному (70-90°). В противном случае, как правило, наруша­ ется работа замков крепи в режиме проскальзывания и происходит заклинивание элементов крепи. К репь из податливой конструкции превращ ается в жесткую и в последующем разруш ается.

П роведенные исследования позволили сформулировать следующие требова­ ния к способам проведения и крепления выработок и конструкциям крепи, обеспе­ чивающим устойчивое состояние выработок в рассматриваемых условиях: уменьшить переборы породы сверх проектного сечения, при этом требуется применение ком­ плекса мер таких как: ориентация выработок по отнош ению к направлению глав­ ных горизонтальных напряжений, предварительная разгрузка массива путем созда­ ния различного рода щелей и скважин, предварительного проведения передовой выработки. К роме общих требований сформулированы требования к конструк­ циям крепи, обеспечивающим устойчивое состояние выработок в рассматривае­ мых условиях крепь долж на дополнительно отвечать следую щ им положениям:

обеспечить совместную работу всех элементов крепи по закрепляемому контуру выработки;

активно воздействовать на упрочняемую часть приконтурного масси­ ва на всех стадиях проходки и поддержания выработки;

обеспечивать сейсмоус­ тойчивость выработок в условиях динамических проявлений горного давления на удароопасных участках и вблизи ведения взрывных работ;

обеспечивать затяжку кровли и стенок выработок, исключающую развитие вывалов породы и «обыгры­ вание» элементов крепи;

включать элементы податливости;

обладать способностью приспосабливаться к неровностям контура породы;

обладать способностью вос­ принимать локальные концентрированные нагрузки и равном ерно распределять их по периметру выработки;

отвечать требованиям технологичности воздействия;

обеспечивать возможность усиления и ремонта крепи без существенных капиталь­ ных затрат и специального оборудования;

быстрый (в течение 5-10 минут) набор несущей способности крепью после ее установки.

Х арактерной особенностью выработок, проводимых в рассматриваемых усло­ виях, являются большие «переборы» породы, неровности контура выработки, об­ разование вокруг них зон разрушения, имеющих явно выраженную слоистую струк­ туру и главное неспособность обеспечить поддержание выработок в устойчивом состоянии. К роме того, при существующей технологии крепления практически невозможно выдержать «строчку» шпуров в ряду. Эта особенность исключает при­ менение традиционных подхватов, связывающих анкеры в единую систему, а ус­ -1 5 4 тановка железобетонны х анкеров вслед за подвиганием забоя не в полной мере сдерживает развитие деформаций в приконтурном массиве из-за того, что связу­ ющий раствор анкера медленно набирая прочность в течение нескольких суток, при быстром развитии деформаций пород и их смещения в выработку, не оказы ­ вает достаточного сопротивления подвижкам пород и может разруш иться до на­ бора им прочности, при этом несущая способность анкеров снижается. Поэтому укрепление пород анкерами с потерей ими первоначальной прочности, услож ня­ ет поддержание выработок при попадании их в зону влияния очистных работ, осо­ бенно в подрабатываемых массивах. Полное использование несущей способности массива, без допущ ения быстрого снижения его прочностных характеристик позво­ лит, не увеличивая глубину анкерования, поддерживать выработки. Таким требо­ ваниям применения анкерной крепи, сразу вступающей в работу после установки, с закреплением стержней анкеров полимером по всей длине по новой технологии, и соединением их в единую систему с помощью гибких подхватов, способных плотно прилегать к неровному породному контуру для обеспечения равномерного покры ­ тия набрызгбетоном в большей степени удовлетворяет разработанная с участием автора секционная комбинированная крепь (С С К К ). С С К К представляет собой комбинированную крепь, состоящую из анкеров с закреплением связующим со­ ставом по всей длине, сварной решетчатой затяжки, секций гибких реш етчатых подхватов и набры згбетона (рис. 1). Сочетание этих элементов создает единую систему, обеспечивающ ую совместную работу анкеров и массива во взаимоувязке друг с другом, как в сечении выработки, так и вдоль нее.

В качестве анкеров в крепи применяю тся: сталеполимерны е или ж елезобе­ тонные анкеры или их комбинация, при этом применяю тся штанги 0 18-24 мм или семипроволочный арматурный канат класса К-7 (диаметр проволоки 6 мм).

Секции гибких решетчатых подхватов могут быть плоскими и упругими. Плос­ кие решетчатые подхваты представляют собой полосы в виде металлических сварных решеток, выполненных из стальных проволок диаметром 8 - 1 0 мм в продольном на­ правлении и 6 мм - в поперечном. Размер ячейки 100x150 мм. С одного конца про­ дольные поволоки загнуты в крюки, с помощью которых секции соединяются друг с другом. Н а противоположном конце секции приварена проволока такого же диа­ метра, как и продольные. За нее захваты ваю тся крю ки каждой следующей секции.

Для создания первона­ чального подпора разрабо­ таны упругие реш етчаты е подхваты. У пругие реш ет­ чатые подхваты состоят из ч еты р ех в о л н о о б р а зн ы х продольны х элем ен тов и ш ести п о п е р е ч н ы х. П р и этом продольные и элемен­ ты выполнены из арм атур­ ной стали A III диам етром 8 мм, поперечные диаметром Рис. 1. Системная секционная комбинированная крепь:

8 (ар м ату р н ая сталь A III) 1 - анкер;

2 - сварная решетка;

3 - секция гибких решетчатых и 6 мм (сталь AI гладкая). подхватов;

4 - клин;

5 - набрызгбетон -1 5 5 Размеры упругой реш етки до испытаний следующие: длина 500 мм, ширина 300 мм, ячейки 1 0 0 x 1 0 0 мм.

При лабораторных испытаниях разработанных конструкций крепи и ее эле­ ментов получены следующие результаты для пород с объемным весом у = 28 кН/м и при сетке анкеров 0,7x0,7 м.

Расчетное усилие, развиваемое плоской решеткой подхватом, которое позво­ лит удерживать разруш енные над крепью породы мощ ностью 2,17 м, составило Р = 29,8 кН, то есть несущ ая способность анкеров долж на превыш ать Р •. П од­ с пор такой мощности пород кровли от обрушения будет способствовать расклини­ ванию блоков пород и образованию арочной системы, обладающ ей собственной несущей способностью достаточной для эффективного поддерж ания выработок.

П ри установке реш етки-подхвата не следует их жестко закреплять на анкеры, не­ обходимо обеспечивать усилие приж атия их к кровле около 2 Р чтобы она имела возможность смещения относительно анкера. Это позволит исключить преждевре­ менное разруш ение реш етки и создать оптимальные условия для расклинивания смещающихся блоков пород, но вертикальный прогиб реш етки между анкерами не должен превыш ать допустимую величину 1 0 0 мм.

При испытании упругих реш етчаты х подхватов устан овл ен о, что они п о­ зволяю т создавать предварительны й упругий подпор вокруг анкеров, равный Рул - 26,7 кН /м2, что в достаточной мере способствует созданию расклиниваю щ е­ го эф ф екта смещающ имся в выработку породам блоковой структуры и благодаря этому повыш ает их устойчивость, кроме того, разработанны е решетки-подхваты позволяют противодействовать породам кровли в случае их разрушения мощностью около 2, 0 м и обладаю т упругой податливостью в пределах 28 мм.

В результате проведенных исследований сформулированы следующие реко­ мендации по креплению горных выработок:

1. У силенная ком бинированная крепь. Устанавливается в выработках, в кото­ рых главным фактором разрушения контура являются горизонтальные тектоничес­ кие напряжения. Крепь представляет собой сочетание железобетонной анкерной крепи, сварной металлической решетки и набрызгбетона. К ак известно, основная особенность набрызгбетонной крепи заключается в том, что осущ ествляется пол­ ный контакт крепи с породой по всей поверхности выработки и образует единую деформируемую систему. Исследования показали, что для увеличения ее несущей способности необходимо не увеличение ее толщины, а снижение амплитуды не­ ровностей контура выработки. Это положение полож ено в основу предлагаемого способа крепления, который заключается в том, что на подготовленную поверх­ ность наносят первый слой набрызгбетона, который замоноличивает имеющиеся трещины и несколько сглаживает неровности контура. Д о отвердения этого слоя в него вдавливают с помощ ью домкратов механическую сварную решетку. При этом толщину первого слоя набрызгбетона принимают не менее величины двух диаметров прутьев металлической решетки. Затем доводят набрызгбетон до за­ данной толщины. Т акая технология возведения крепи позволяет обеспечить ка­ чественное закрепление реш етки по контуру выработки и сущ ественно повысить ее устойчивость в целом.

2. Сооружение сопряж ений. В условиях, где основной ф орм ой разруш ения выработок является разруш ение стенок трещинами, параллельными контуру, осо­ бой проблемой является обеспечение устойчивости сопряж ений, от которой во многом зависит безопасность труда и эффективность работы всего рудника.

-1 5 6 До настоящего времени сопряжения, как правило, крепились усиленной ком­ бинированной крепыо из железобетонных штанг, металлической сетки, торкрет­ бетона. Исследования показали, что такая крепь не обеспечивает устойчивости со­ пряжений, особенно в зоне опорного давления и вблизи тектонических нарушений.

Разработанный способ крепления заключается в том, что в кровле сопряже­ ний создают несущие породные стойки путем установки кустов предваритель но-напряженных анкеров (ПНА). Куст ПНА состоит из четырех расходящихся анкеров, установленных в скважинах.

Скважины бурят по сетки 1,0x1,0 м, глубина скважины 4-6 м, диаметр 76 мм, угол наклона скважины 30° от вертикали. Таким образом, куст ПНА образует пи­ рамиду с широким основанием вверху. Натяжение анкеров сдерживает процесс расслоения в кровле по высоте куста ПНА, образуя зону сжатых пород.

На рисунке 2 показана технологическая схема сооружения сопряжения в сильно нарушенных породах. Чтобы не допустить обрушения пород, сооружают в кровле необходимое количество кустов предварительно напряженных анкеров ПНА. Расстояние между кустами ПНА, а также между П Н А и стенками вырабо­ ток должно удовлетворять условию / /доп где /дап - допустимый пролет обнаже­ ния пород.

Таким образом, пролеты сопряжения как бы делятся на несколько пролетов малых размеров на опасных по обрушению пород. Для обеспечения надежного закрепления кровли первоначально проходят выработку по центру будущего со­ пряжения пролетом / /доп и высотой, соответствующей про­ ектной (1-я стадия). По мере подвигания забоя этой выработ­ ки в кровле устанавливают кус­ ты ПНА на заданных отметках и возводят усиленную комбини­ рованную крепь из железобе­ тонных (сталеп ол и м ерн ы х) анкеров, металлической свар­ ной решетки и набрызгбетона.

П осле установки кустов П Н А производят последова­ тельно расш ирение сопряж е­ ния до п роектн ой ш ирины с возведением усиленной ком­ бинированной крепи (стадии II и III). Затем проходят заезды (стадия IV).

Сохранение бортов сопря­ жений осуществляется бурени­ ем В углах сопряжения строчки Рис. 2. Технологическая схема сооруж ения сопряжений разгрузочных шпуров 0 42 ММ в сложных горно-геологических условиях:

I— - стадии сооружений сопряжения;

IV каждая сторона угла сопряже-, _ куст предварительно-н а п р яж енны х анкеров (П Н А );

НИЯ обуривается на длину око- 2 -усилен ная комбинированная к р еп ь;

/-р а с ст о ян и е между ЛО 5 М ОТ места сопряж ения кустами П Н А и стенками в ы раб отки;

/,-доп устим ы й пролет 60D T 0B обнаж ения пород С ооруж ение соп ряж ен ий в несколько стадий с п редварительной установ­ кой П Н А позволяет повысить безопасность работ в сложных горно-геологичес­ ких условиях, обеспечить эксплуатационное состояние вы работки на весь срок ее службы.

3. К омбинированная крепь. Исследования показали, что в выработках, парал­ лельных фронту очистных работ характерной формой деформаций массива вокруг выработки является разруш ение боков, из-за основного действия вертикальных на­ пряжений. Это приводит к тому, что увеличиваются пролеты и возникает опасность обрушения пород и руд из кровли. В этих условиях обеспечить устойчивость выра­ боток путем установки железобетонных штанг и набрызгбетона не представляется возможным.

Для поддерж ания таких вырабо­ ток р азр а б о т а н а к о м б и н и р о в ан н ая крепь, состоящ ая из устанавливаемых в кровлю ж елезобетонных штанг, ме­ таллической сетки и набрызгбетона, в боках вы работки - м еталлическая сварная реш етка, приж атая к контуру вы работки от почвы до пяты свода вертикальными металлическими стой­ ками из ш в ел л ер а, сп ец п р о ф и л я и т.д. полосовой стали толщиной 5-10 мм и шириной 50-100 мм, закрепляемы ­ ми анкерами в почве, боках и пяте сво­ да выработки (рис. 3), шаг установки стоек по длине вы работки 1,0 - 1, 2 м, Рис. 3. К ом бинированная крепь в условиях жесткость стоек принимается в зависи­ интенсивного разруш ения боков выработки:

мости от степени нарушенное™ пород 1 - металлические стойки;

2 - металлическая или руд в боках выработки, чем раз­ сварная решетка;

3 - набрызгбетон;

4 - анкеры дробленнее породы, тем жестче стойки (швеллер, спецпроф иль и т.п.).

Глубина установки закрепляющих анкеров 1,7— м, в почве стойки заделыва­ 2, ются в лунки. П осле закрепления стоек на стенки выработки наносится слой на­ брызгбетона толщ иной 2-3 см.

Таким образом, разработаны и испытаны новые конструкции крепи и ее эле­ ментов, соответствующие выявленным величинам смещений и формам разруш е­ ния контура выработки, а именно - усиленной комбинированной крепи с двойным слоем набрызгбетона, крепь сопряжений в которой основные несущие элементы состоят из кустов предварительно-напряженных анкеров;

комбинированной кре­ пи с установленных в боках выработки от почвы до пяты свода вертикальными металлическими элементами из швеллера, спецпрофиля или полосовой стали, зак­ репленных анкерами в почве боках и пяте свода выработки;

упругой реш етки-под­ хвата, позволяю щ ей создавать предварительный подпор вокруг анкеров равный 25-30 кН /м2.

-1 5 8 Инж. IO.H. Н АГО ВИЦИН, канд. техн. наук В.П. МАРЫ СЮ К, инж. А.Г. А Н О Х И Н ЗФ «ГМ К «Норильский никель»

РАЗРАБОТКА ТЕХНИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ ПО ОБЕСПЕЧЕНИЮ УСТОЙЧИВОСТИ ОКОЛОСТВОЛЬНОГО МАССИВА ПРИ ОТРАБОТКЕ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНОГО ЦЕЛИКА СТВОЛОВ ВЗС-ВСС РУДНИКА «ОКТЯБРЬСКИЙ»

О тработка рудных залеж ей Октябрьского и Талнахского месторождений со­ провож дается сложным процессом деф орм ирования и сдвиж ения массива гор­ ных пород и зем ной поверхности. П ри этом отмечается, что на больших глубинах процесс сдвиж ения массива горных пород в районах предохранительных целиков стволов рудников Талнаха прогрессирует, происходит с образованием локальных зон, в которых горизонтальны е и вертикальные деф ормации могут достигать кри­ тическое значение. Н апряж ен и я, вызванные этими деф орм ациям и, превыш аю т предел прочности горных пород и вызывают появление техногенных трещ ин, сни­ жающих прочность и несущую способность околоствольного массива. С нижение устойчивости околоствольного массива сопровож дается разруш ением крепи не только стволов, но и околоствольных выработок.

Участки стволов и околоствольных выработок в зонах действия повышенных деформаций, как правило, выходят из эксплуатационного состояния и требую т проведения ремонтно-восстановительных работ, что негативно отраж ается на тех­ нико-экономических показателях рудников. П опутное вовлечение в добычу зап а­ сов руд, сосредоточенны х в предохранительны х целиках, усугубляет процессы опасного деф орм ирования и сдвижения массива горных пород.

Как известно, опыта отработки предохранительных целиков с сохранением ство­ лов в эксплуатационном состоянии в России и за рубежом практически нет. Имеет место несколько технических разработок, связанных с разгрузкой околоствольного массива от опасных напряжений при отработке глубоких горизонтов угольных шахт Донбасса. Для разгрузки околоствольного массива от высоких напряжений предла­ галось, например, проходить в околосгвольном массиве кольцевые выработки, ко­ торые выполняли бы функцию разгрузочной щели. Это техническое предложение не получило практического применения и осталось на уровне проекта.

В практике горного дела при попадании стволов в зону действия опасных де­ формаций массива вопрос сохранения эксплуатационного состояния в основном - 159 реш ается проведением ремонтно-восстановительных работ (рем онт или замена крепи и армировки ствола). Однако, сохранить ствол в эксплуатационном состоя­ нии только ремонтными работами, по нашему мнению, практически невозможно, так как эти работы, по сути, не исключают первопричину снижения устойчивости околоствольного массива, а именно, прогрессирую щ ий во времени рост в око лоствольном массиве напряжений и деформаций при увеличении пролетов отра­ ботки рудных залежей. П ри этом следует отметить, что сохранение стволов в эк­ сплуатационном состоянии при таком способе требует многократного повторения ремонтных работ, которые проводятся в небезопасных условиях и требуют значи­ тельных материально-трудовых затрат.

Проблематичным выглядит и способ сохранения устойчивости околостволь­ ного массива закладкой нижних горизонтов ствола, наприм ер бетоном. Это связа­ но с тем, что модуль упругости закладочного массива на порядок ниже, чем модуль упругости вмещающих ствол горных пород. Для закладочного бетона, применяе­ мого на рудниках Талнаха, он составляет 4х103 М Па, а для горных пород, вмещ а­ ющих стволы, он на порядок выше и в среднем составляет 6,3х104 М Па. Кроме того, закладочный бетон обладает усадкой, составляющей порядка 10-15% мощ ­ ности закладочного массива, а при работе в компрессионном реж им е обладает ярко выраж енными реологическими характеристиками (ползучестью в реж име заданной нагрузки). Таким образом, если рассматривать заложенную часть ство­ ла закладочным бетоном как крепь или опору, то она с таким и механическими характеристиками вряд ли окаж ет существенное влияние на процесс сдвижения и деформирования околоствольного массива.

Кроме того, следует учесть, что стволы рудников Талнаха пройдены более 20 лет назад. За это время существенно возросли пролеты отработки рудных залежей и наряду с деформациями, вызванными подработкой горного массива, в предохра­ нительных целиках интенсивно происходили реологические процессы. П ри этом деформации пластичности и ползучести существенно повлияли н а устойчивость и несущую способность околоствольного массива.

В связи с этим, мы имеем дело с реш ением не отдельной горнотехнической задачи, а с реш ением ком плекса задач, связанных, как с управлением процесса сдвиж ен ия горного м ассива, так н ап ряж ен н о-д еф орм и рован н ы м состоянием (Н Д С ) околоствольного массива и предохранительного целика в целом.

Совместными исследованиями с О А О В Н И М И было установлено, что струк­ турная наруш енность и интенсивная отработка рудной залеж и предопределяю т сравнительно ранний выход сдвиж ения на земную поверхность. П ри этом про­ филь мульды оседаний земной поверхности характеризуется резкими перегибами в местах выхода крупных тектонических нарушений. Вытянутость изолиний сдви­ жения совпадает с направлением крупных тектонических наруш ений и сопровож ­ дается разворотом мульды по простиранию плоскостей этих наруш ений. П ри этом интенсивная отработка рудной залежи вы зы вает зап ред ел ьн ое д еф орм и ­ рование горного массива с возрастанием более чем в 3 раза скорости активной стадии сдвиж ения массива горных пород.

П роведенные экспериментальные исследования показали, что развитие очи­ стных работ в предохранительном целике вызы вает интенсивность сдвиж ения массива горных пород, особенно в зоне влияния подработки. П ри этом величины вертикальных оседаний массива горных пород на п орядок превыш ает величину оседания дневной поверхности. Это свидетельствует о том, что массив горных - 160 пород, нависающий над предохранительным целиком ствола и попадающий в зону подработки, дезинтегрируется в форме расслоения с образованием мощных по­ родных слоев.

Механизм деформирования породных слоев подобен изгибу породных балок.

При этом отмечается тенденция нарастания величин прогиба породных балок в районе очистных работ предохранительного целика и снижение величин прогиба в районе ранее отработанных и заложенных участков рудной залежи (рис. 1).

Рис. 1. Х арактер кривой сдвиж ения массива горных пород при отработке предохранительного целика:

1 - эксперим ентальны е точки;

2 - линия тренда;

3 - граница предохранительного целика и отработанного пространства Изгиб породных слоев в силу тектонической нарушенное™ сопровождается, как поднятием, так и оседанием тектонических блоков с надвигом отдельной бо­ лее мощной блоковой структуры на мелкую структуру. Поднятие и опускание тектонических блоков происходит с появлением в массиве горных пород, вмеща­ ющих ствол, критических горизонтальных деформаций. П ри этом вектор гори­ зонтальных деф орм аций, в основном, совпадает с простиранием плоскости тектонических нарушений, или может отклоняться на 15-20 градусов от плоско­ сти тектонических нарушений в сторону фронта очистных работ.

С позиции горной геомеханики механизм деформирования массива горных пород при отработке предохранительного целика представляет собой сложный изгиб составной породной плиты, опирающейся на упруго-пластичное основание, представленное рудным телом и закладочным массивом. Коэффициент упругости рудного массива предохранительного целика является величиной не постоянной и определяется жесткостью краевых частей рудного массива, в зонах бурения разгрузочных скважин он меньше, чем в нетронутом массиве. Коэффициент упру­ гости закладочного массива также не постоянен и определяется компрессионными свойствами закладочного материала. Он гораздо выше на ранее отработанных участках рудной залежи, что объясняется более высокими компрессионными па­ раметрами закладки, находящейся в объемном напряженном состоянии. При от­ работке предохранительного целика напряженное состояние закладочного массива изменяется от одноосного до плоского, с тенденцией приближения к объемному напряженному состоянию.

Напряженное состояние околоствольного массива (рис. 2) формируется за счет действия гравитационных сил (уН и ХуЯ ), зоны опорного давления {куН), про­ дольных и поперечных сил, возникающих в сечении расслоившихся межгоризонт ных массивов при их изгибе. В вертикальном сечении при сдвижении образуются зоны сжимающих (+ ) и растягивающих (-) напряжений. Причем растягивающие напряжения, превышающие предел прочности горных пород, вызывают появле­ ние трещин и повышение сейсмоактивности горного массива.

Рис. 2. Г еомеханическая модель напряж енно-деф ормированного состояния околоствольного массива при отработке предохранительного целика:

1 - ствол;

2 - породны й слой;

3 - м еханическая характеристика упруго-пластичного основания;

4 -сейсм особы тия;

e s, е г - вертикальны е и горизонтальные деф орм ации;

Рлр, Р п- продольные и поперечны е силы в вертикальном сечении околоствольного массива Суперпозиция выш еприведенных сил приводит к появлению значительных нагрузок на неотработанны е части предохранительного целика, приконтурны й массив и крепь ствола, как в вертикальном, так и в горизонтальном направлении.

Последействие этих сил проявляется в разруш ении приконтурного массива око лоствольны х вы работок, арм ировки и крепи ствола. В последнем случае, при вертикальных и радиальных нагрузках реальные относительные деформации пре­ вышают критическое значение для бетона (для монолитной крепи при сжатии 0,85, при растяжении по несущ ей способности 0,05 и раскрытию трещ ин 0,25 мм/м).

Геомеханическое состояние подработанного околоствольного массива анало­ гично формированию и проявлению горного давления при отработке пластовых месторождений с труднообруш аемыми кровлями, представленными мощ ными и прочными слоями горных пород [1]. Резкое сдвижение (осадки) труднообрушае мых слоев горного массива при развитии очистных работ в предохранительном целике инициирует не только статические, но и динамические формы разруш е­ ния околоствольного массива.

Управление Н Д С околоствольного массива традиционными методами, напри­ мер применением крепей повышенного сопротивления, малоэффективно и не ис­ ключает при развитии горных работ появления в горном массиве зон повышенных нагрузок и критических деформаций. В связи с этим, в таких геологических и горно­ технических условиях более эффективным является управление Н Д С околостволь­ ного массива его разупрочнением. Физический смысл разупрочнения заключается в снижении нагрузочных свойств подработанных мощных породных слоев на око лоствольный массив искусственным их разделением на блоки меньших размеров.

П ри этом нагрузочные свойства блоков диф ф еренцированно распределяю тся на опорные элементы (краевые части горного массива, крепь, обрушенные породы или закладочный массив).

Ф ормирование отрезных щелей рекомендуется производить бурением из око лоствольных выработок вертикально ориентированных рядов скважин.

П ри этом н апряж енное состояние труднообрушаемых слоев горного массива допускается принимать эквивалентным напряж енному состоянию, возникаю щ его при изгибе балки. П редельное равновесие породной балки (до разруш ения по­ роды в ее сечениях) определяется неравенством вида М W ~ ac’ (1) где М - изгибаю щ ий момент в поперечном сечении балки;

W - осевой момент сопротивления для балки прямоугольного сечения;

стс - предел прочности породы на сжатие.

П ри бурении вертикальных скважин в породной балке образую тся межсква жинные целики, которые можно представить в виде цепи коротких балок прямоу­ гольного сечения. Размеры этих балок определяются диаметром бурения скважин (dc), длинной скважины (/с) и расстоянием между стенками смежных скважин (t).

Запредельное состояние межскважинных целиков определяться прочностью горного массива и величиной изгибающего момента (рис. 3).

Изгибающий момент создается горизонтальными силами, действующими в се­ чении межскважинного целика. П ри этом изгибающие моменты при определенном шаге бурения скважин могут сформировать напряжения в межскважинном целике, которые превы сят предел прочность целика и вызвать его разруш ение.

-1 6 3 л Рис. 3.

л I Схема нагружения межскважинного целика Внешняя сила (Рт), действующая на межскважинный целик, определяется силами бокового распора, действие которых в породном слое при изгибе можно сравнить с горизонтальными тектоническими силами. П ри этом коэффициент бокового распора (А,) может изменяться от 1,1 до 3.

Для условий рудников Талнаха внешняя сила, действующая в площади меж скажинного целика, может быть рассчитана по формуле Ре» = кН, (2) где X - коэффициент бокового распора;

у - объемный вес горных пород;

Н - ниж­ няя абсолютная отметка залегания породного слоя;

1 - длина скважины;

t - рас­ с стоянием между стенками смежных скважин;

кз - коэффициент заделки межсква­ жинного целика;

кн - коэффициент запаса.

Под действием этой силы, в поперечном сечении межскважинного целика относительно оси Y возникает изгибающий момент, величина которого определя­ ется из уравнения U - P. L - W & &., кн„. (3) Механическое состояние межскважинного целика из условия его разруше­ ния при действии изгибающего момента определяется осевым моментом сопро­ тивления для сечения прямоугольной формы с размерами равными диаметру и длине бурения скважин. Расчетное значение осевого момента сопротивления от­ носительно оси У определяется из уравнения вида d / W = = ±, м3. (4) Для определения условия разрушения межскважинных целиков воспользу­ емся уравнением предельного равновесия (1). После подстановки и простых пре­ образований получим уравнение расчетной ширины межскважинных целиков, d llk c г Технология разгрузки околоствольного массива бурением вертикальных сква­ ж ин прош ла опытно-промыш ленные испытания при отработке предохранитель­ ного целика стволов ВЗС-ВСС рудника «О ктябрьский». Результаты испытаний показали эф ф ективность бурения вертикальных скважин для релаксации в око лоствольном массиве горизонтальных деформаций до безопасных значений.

До бурения скваж ин процесс сдвижения околоствольного массива при отра­ ботке предохранительного целика характеризовался переменным во времени гра­ диентом смещения. С редняя скорость смещения массива достигала 25 мм/год.

Сдвижение блоковой структуры околоствольного массива происходило, как с поднятием, так и опусканием блоков. П однятие и опускание блоков сопровож ­ далось появлением критических горизонтальных деф орм аций [2]. Углы наклона интервалов кривой сдвиж ения на порядок превыш али критическое значение и в максимуме достигали 2 0 x 1 0 -3, а величины относительных деф орм аций растяж е­ ния почти в два раза превыш али допустимое значение, составляющие 0,5x10 "3.

П осле бурения вертикальных скважин процесс сдвиж ения околоствольного массива переш ел в монотонный режим, характеризующийся постоянным градиен­ том смещения массива во времени. Средняя скорость смещения массива снизилась почти в три р аза и составила порядка 8,9 мм/год. П ри этом блоковая структура околоствольного массива переш ла в плавный режим оседания, без поднятия бло­ ков и ф ормирования критических горизонтальных деформаций.

Литература 1. М.В. Курленя, В.Н. Опарин, А.П. Тапсиев и др. Геомеханические процессы взаимо­ действия породных и закладочных массивов при отработке пластовых рудных залежей.

Новосибирск: Наука. Сиб. предприятие РАН, 2. Указания по охране сооружений и природных объектов, находящихся в зоне влия­ ния подземных горных работ на рудниках Талнахского и Октябрьского месторождений.

СПб., Норильск, 2006.

-165 О/ !

ВНИМИ ШШ /\ I I Д-р техн. наук, проф. Ю.В. ГРОМОВ ВНИМ И О НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ КРЕПИ ДЛЯ ЛАВ ПРИ СЛОЕВОЙ ВЫЕМКЕ МОЩНОГО ПЛАСТА НА ШАХТЕ ЭЛЕГЕСТСТКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ Рассматриваемое месторождение каменного угля располож ено в центральной части республики Тува, в западной части Улуг-Хемского бассейна. Площ адь мес­ торождения около 84 км2.

О сновным угольным пластом месторождения, запасы которого составляют 70+80% всех запасов на разведанной площади, является мощный пласт 2.2 «Улуг» самый нижний пласт свиты. Выше его залегают еще три пласта, которые при конди­ ции по мощности 0,7 м и более относятся к промышленным запасам. Расстояние до вышележащих пластов составляет 200, 350 и 375 м.

Для обеспечения проектной мощности шахты 13,5 млн. т угля в год предус­ мотрена первоочередная отработка пласта «Улуг». Рассматриваемый пласт мощ­ ностью в среднем 8,2 м с пределами изменения от 4,0 м до 12,4 м (преимущественно 7-9 м) сложен блестящими и полублестящими разностями угля, в основном одно­ родный по структуре. Н а отдельных участках месторож дения в пласте выделя­ ются прослои алевролитов и углистых сланцев с толщ иной слоев от 0, 1 до 0, 6 м.

Глубина залегания пласта до 850 м. Угол падения пласта на основной части место­ рождения изменяется преимущественно в пределах 0+18°.

П риродны е ф акторы, влияющие на оценку сложности геологического строе­ ния шахтного поля сводятся к следующим:

- простая структура;

- пологое падение (менее 18°) на преобладающей части площ ади месторож­ дения;

- отсутствие тектонических разломов;

- выдержанность мощ ности и строения пласта «Улуг».

В границах шахтного поля, разделенного на три блока (Восточный, Централь­ ный и Западный), тектонические разрывы с амплитудой более мощности пласта маловероятны, за исключением юго-восточного фланга, где разрывы пласта воз­ можны.

Породы непосредственной кровли пласта в основном представлены разно­ зернистыми песчаниками, иногда - конгломератами и гравелитами, мощ ностью 0,7 - 2,7 м. На значительной площ ади (более 50% площ ади м есторож дения) не­ посредственно над пластом залегаю т породы основной кровли. Н аруш енность непосредственной кровли в целом невысокая.

- 166 Основная кровля представлена также преимущественно песчаниками, граве­ литами и конгломератами мощностью от 3,4-н4,8 до 7-s-l 0 м, а на отдельных участках увеличивается до 15 м. Н а расстоянии 100 м от кровли пласта породы малотрещи­ новатые.

Н епосредственная почва представлена п есчан и ком, алевролитом, у н и ф и ­ цированны м алевролитом и на отдельных участках конглом ератом. М ощ ность песчаника в среднем составляет 3,5 м, алевролита - 2,6 м и ун иф и ц и рованн ого алевролита - 1, 6 м.

Физико-механические характеристики пород кровли и почвы пласта по дан­ ным испытаний образцов в сухом состоянии представлены в таблице 1 [1]. К ак видим, вмещ аю щие пласт породы характеризуются высокой плотностью, значи­ тельной прочностью и повышенными значениями упругих свойств. П рочность как на сжатие, так и на растяж ение образцов пород в водонасы щ енном состоянии снижается в 1,4-1, 6 раза.

Таблица Физико-механические свойства углевмещающих пород Прочность образцов в сухом состоянии, Объемная масса, МПа Пористость, % Порода т/м на сжатие на растяжение,1 - 3,9 - 1 8, 2, 5 3 - 2,6 6 4,9 5 - 2 3 1, 2 6, Конгломерат 2,62 4,0 130,3 12, 2, 3 8 - 2,6 9,1 - 7, 3 - 1 9, 5 1,8 -1 9 8, 2 6, Г равелит 4,0 133,8 13, 2,6 2, 4 8 - 2,7 2 0, 7 - 5,8 3 6, 2 - 2 0,8 3, 0 - 2 4, П есчаник 2,61 3,6 126,2 13, 2, 6 - 1 2, 2, 4 5 - 2,6 5 1 2,0 - 9 6,5 4, 6 - 1 4, Алевролит 78, 2,58 5,5 8, Примечание. В числителе - пределы изменения параметров;

в знаменателе - средние значения.

Прочность угля на сжатие по данным каротажа и лабораторных испытаний кер­ на, выполненных при детальной разведке месторождения, составляет 1,9+13,0 М Па.

При повышении зольности угля, что имеет место в угольных пачках, располож ен­ ных непосредственно у почвы и кровли пласта, прочность на сжатие этих слоев увеличивается. У читывая состав, строение и высокие прочностные характеристи­ ки пород непосредственной кровли наиболее эф ф ективной для данного пласта при его мощ ности 6 м и более будет отработка двумя наклонными слоями в нисхо­ дящем порядке.

П редставленная далее математическая модель расчета несущей способности (удельного сопротивления) крепи для лав верхнего слоя основана на установленных закономерностях процессов обрушения и сдвижения пород подрабатываемой тол­ щи, учитывающих их строение, состав и физико-механические свойства. Гипоте­ тически схемы взаимодействия крепи с вмещ аю щ ими породами подтверж дены -1 6 7 результатами наблю дений и опытом применения мехкрепей различных типов в длинных очистных забоях на шахтах России и стран СНГ [2, 3].

Приведенные в табл. 1 сведения свидетельствуют, что разработка пласта Улуг будет осуществляться в условиях весьма прочных пород, представленных конгло­ мератами, гравелитами и разнозернистыми песчаниками (/?.ж 120 М Па, /^ 12 МПа).

Н а отдельных участках шахтного поля, преимущественно в почве пласта, залега­ ют алевролиты, прочность которых на сжатие является достаточной, чтобы не было вдавливания оснований секций крепи щитового типа. П о предварительным дан­ ным непосредственная кровля на большей части шахтного поля может быть отнесе­ на к устойчивой и среднеустойчивой и не потребует оставления защитной пачки угля у кровли пласта. П редельны е пролеты обруш ения основной кровли могут составлять от 35 до 110 м (в среднем 75 м), при этом периодические обрушения будут происходить через 15+20 м. В целом основная кровля пласта в пределах шах­ тного поля оценивается как труднообрушаемая.

Для определения необходимой несущей способности крепи требуется оценить нагрузочные свойства кровли пласта. Наиболее объективным показателем, харак­ теризую щ им нагрузочны е свойства кровли, является степень тяжести, которая может быть оценена соответствующим коэффициентом. В настоящее время извест­ ны различные методы определения коэффициента тяжести. Так, в действовавшем ранее ГОСТе 28597-90 «Крепи механизированные для лав. Основные параметры.

Общие технические требования» (М.: Изд. стандартов, 1990) кровля разделялась всего на два класса (легкая и тяж елая), а коэффициент тяж ести определялся как частное от деления относительной величины сближения боковых пород в лаве с тяжелой кровлей к аналогичной величине в лаве с легкой кровлей. М етод позволя­ ет определить, относятся ли залегающие над пластом породы к категории тяжелых или легких. Во вновь введенном ГОСТе Р 52152-2003 «К репи механизированные для лав» [4] кровля разделена уже на три класса (легкая, средняя и тяжелая).

Недостаток этих методов оценки состоит в том, что в них нет диф ф еренциа­ ции коэффициента тяж ести по величине, что необходимо для реш ения вопроса о выборе сопротивления крепи в лавах для конкретных условий. Н а основе резуль­ татов многочисленных шахтных исследований В Н И М И и других организаций в лавах с различными горно-геологическими условиями, которые характеризуются различным составом и строением пород кровли (различными нагрузочными свой­ ствами), было установлено, что коэффициент тяжести кровли С. может изменяться от 1 до 4,5. П ри этом легкая по нагрузочным свойствам кровля имеет коэф ф ици­ ент тяжести С. 1,5, а кровлю с коэффициентом тяжести С,1,5 следует относить к тяжелой по нагрузочным свойствам. Особо необходимо отметить, что кровля, у которой коэф ф ициент тяжести Ст3, склонна к резким динамическим осадкам, которые наиболее интенсивно проявляются при Ст 4+4,5. С увеличением несу­ щей способности (сопротивления) крепи динамическое воздействие кровли на крепь снижается и, как свидетельствует практика, при определенном значении сопротивления вообщ е может не оказывать существенного влияния. В связи с этим важно выбрать уровень необходимого сопротивления в соответствии с установ­ ленным коэф ф ициентом тяж ести кровли в конкретных горно-геологических ус­ ловиях с учетом вынимаемой мощности.

М етодика расчета коэф ф ициента тяжести кровли заклю чается в следующем [5]. В условиях, где мощ ность легкообрушающихся пород кровли 1глп т + 3 (где т - вынимаемая мощность пласта или верхнего слоя), кровля относится к категории -168 легкой по нагрузочным свойствам, то есть ее коэф ф ициент тяжести Ст 1,5. В ус­ ловиях, где h i о ш + З, кровля относится к категории тяжелой, а при отсутствии непосредственно над пластом легкообрушающихся пород, то есть когда /?1о = О, коэффициент тяж ести С имеет максимальное значение и в зависимости от мощ­ ности пласта (верхнего слоя) изменяется от 3 до 4,5.

О пределять коэф ф ициент тяжести следует для наиболее тяжелых условий, которые могут встретиться в пределах проектируемых к отработке выемочных стол­ бов, по выражению:

0т= О т+(1 + 0,5а) ( 1 - й ), (1) где Сл = 1,5 - коэф ф ициент тяжести легкой кровли;

а - коэффициент, учитываю­ щий изменение мощности пласта (верхнего слоя) при /п 4 м, а = т ;

а при т 4 м, а = 4;

b = /гф|о / т + З - отношение фактической мощности легкообрушающихся пород к их мощности, при которой кровля по нагрузочным свойствам относится к категории легкой.

Необходимый минимальный уровень несущей способности крепи Ри рассчи­ ты вается в зависим ости от ф актического ко эф ф и ц и ен та тяж ести кровли С фт, вычисленного по выражению ( 1 ), и вынимаемой мощности пласта или верхнего слоя m по формуле [5]:

Р = 350 + 250 (С* - 1,5)+100 (m - 1), кН /м2. (2) Результаты расчетов несущей способности (удельного сопротивления) крепи для верхнего слоя пласта Улуг по изложенной выше методике, выполненные на основе представленньгх данных [1 ], приведены в таблице 2.

Таблица Коэффициенты тяжести кровли и сопротивление крепи для лав верхнего слоя пласта М ощ ность Вынимаемая мощность m нерхнего слоя (пласта), м пород кровли, 5, 3,0 3,5 4,0 4, А,м 4,50 4,50 4, 4,00 4, 1175 1288 1400 4, 3,84 4,07 4, 3, 1292 1070 3,64 3,70 3, 3,17 3, 1185 968 1125 3,30 3, 2,75 3,00 3, 975 1078 1150 Примечание. В числителе указаны значения коэф ф ициентов тяж ести кроили С'1 в знам енателе ^, расчетные зн ачени я удельного сопротивления крепи - Рп, кН/м - 169 К ак показываю т расчеты, в условиях, где в непосредственной кровле пласта залегают легкообруш аю щ иеся породы мощностью h = 3 м, при вынимаемой мощ­ ности верхнего слоя 3+3,5 м в лавах может применяться крепь с удельным сопро­ тивлением 860-980 кН /м2. При отсутствии легкообрушающихся пород в непосред­ ственной кровле, то есть когда hno = 0 при той же мощности верхнего слоя удельное сопротивление крепи долж но составлять не менее 1180-1290 кН /м2.

При последовательной выемке пласта по схеме «слой-пласт» отработка лав по нижнему слою в условиях неслеживающихся обрушенных пород потребует ос­ тавления межслоевой защ итной пачки угля для обеспечения устойчивости кроли в призабойном пространстве лавы. По предварительному прогнозу толщ ина этой пачки в данных условиях будет составлять не менее 0,7-08, м. Для управления кров­ лей в лавах нижнего слоя мощ ностью до 3-4 м достаточно иметь крепь с сопротив­ лением порядка Ри = 600-700 кН /м2. При этом начальный распор крепи не должен быть более 0,6 Ри, чтобы не разруш ать целостность защ итной угольной пачки.

П ри выемке данного пласта без разделения на слои при вынимаемой мощно­ сти 4 5 м и наличии в непосредственной кровле легкообрушающихся пород мощ но­ стью не менее 3 м потребуется крепь с сопротивлением не менее 1100-1200 кН/м2, а при отсутствии непосредственно над пластом легкообрушаю щихся пород - 1400— 1500 кН /м2 (см. табл. 2).

Выемка пласта Улуг двумя слоями может осуществляться без оставления за­ щитных пачек угля у кровли и у почвы. При вынимаемой мощности пласта (слоя) 3 м и более следует предусмотреть, чтобы секции крепи были оборудованы проти воотжимными устройствами для удержания угольного забоя.

На основании выполненных расчетов для лав по верхнему слою мощностью 3-3,5 м может быть рекомендована крепь отечественного производства M l38/4 четырехстоечный вариант с механизмом удержания забоя, имеющая конструктив­ ную высоту секций 1600-3500 мм, удельное сопротивление 1000-1200 кН/м2, или раз­ работанная ЗА О «Объединенная промышленная компания «МК» крепь М К Т П с удельным сопротивлением 1200 кН/м2, предназначенная для вынимаемой мощности 2,7-5,0 м (изготовитель - О А О «Тяжстанкогидропресс», г. Новосибирск).

В лавах по нижнему слою может применяться двухстоечный вариант мехкре пи М138/22 с удельным сопротивлением 600-650 кН /м2 или крепь 2М144Б с сопро­ тивлением 870 кН /м2.

Н а тех участках пласта, где его мощность составляет 4-5 м, может применять­ ся отечественная крепь 2 М 142/1 с сопротивлением 1500 кН /м 2.

Литература 1. Вертель А.Е. Детальная разведка Элегестского месторождения каменных углей (ма­ териалы к технико-экономическому обоснованию постоянных кондиций) ЗА О «Енисейская промыш ленная компания». Кызыл. 2009.

2. Громов Ю.В., Бычков Ю.Н., Кругликов В.П. Управление горным давлением при разработке мощных пологих пластов. М.: Н едра, 1985. 239 с.

3. Орлов А.А., Баранов С.Г., Мышлясв Б.К. К репление и управление кровлей в комп лексно-механизированных забоях. М.: Недра, 1993. 284 с.

4. ГОСТ Р 52152-2003 «Крепи механизированные для лав. О сновные параметры. Общие технические требования». Утв. постановлением Госстандарта № 353-С Т от 09.12.2003 г.

5. Баранов С.Г. О сновны е направления дальнейш его соверш енствования оборудова­ ния выемочных участков // Записки горного института. 2006. Т. С. 91-93.

-170 О/ I ВНИМИ шиш $f Канд. техн. наук А.Е. УДАЛОВ, канд. техн. наук Б.Н. СЕВАСТЬЯНОВ, инж. С.Д. КРУЗИН ВНИМИ РАСЧЕТ НАГРУЖЕННОСТИ И СРОКА СЛУЖБЫ МЕЖДУКАМЕРНЫХ ЦЕЛИКОВ ДЛЯ УСЛОВИЙ ИЛЕЦКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ КАМЕННОЙ СОЛИ Илецкое месторождение разрабатывают камерно-столбовой системой с поддер­ жанием налегающей толщи ленточными целиками. Ширину ленточных целиков определяют из уравнения равновесия, в левую часть которого входит нагрузка, в правую - несущая способность участка целика [1, 2] ^ PgH S \ ^ = acxs K J K p где р - плотность каменной соли, т/м3;


g - ускорение свободного падения, м/с2;

Н глубина разработки от земной поверхности до кровли камер, м;

5 - площадь осно­ вания столба пород, нагружающего целик на участке длиной 1 м, м2;

ст - кубиковая сж прочность каменной соли на сжатие в массиве, МПа;

s - площадь горизонтального сечения целика на участке длиной 1 м, м2;

Кф - коэффициент формы, учитываю­ щий влияние отношения ширины целика к его высоте на несущую способность;

- коэффициент запаса прочности.

Схема к расчету сплошных и просеченных ленточных целиков приведена на рисунке.

I-I 1- i/ "i L -I -U / Гн / "| А Ы г4Ц А —— II1 Ц| ~ 4И |Г \ hi / ill н1 II rtt-j А и А hi JL Яа 1Ы щ О a w m ГГ 1 "_ \ Схема к расчету сплошных и просеченных целиков Решение уравнения (1) основывается на следующих допущениях:

- нагрузка на целик создается массой толщи пород до земной поверхности;

- вертикальное напряжение в горизонтальном сечении целика распределяется равномерно;

- запас прочности с учетом полной статичности действия нагрузки на целик может быть взят минимальным 2,5-3,0.

Данные допущ ения справедливы для тех случаев, когда деф ормация целика прямо пропорциональна напряжению.

При напряж ении выше предела упругости состояние целика определяется деформациями ползучести. П роцесс ползучести разбивается на затухающую, ус­ тановившуюся и прогрессирующую стадии.

Л абораторными испытаниями на образцах установлено, что скорость деф ор­ мации на стадии установивш ейся ползучести зависит от величины отнош ения удельной нагрузки к прочности образца [3].

П о данным испытаний, для образцов каменной соли при значениях напряж е­ ний до 0,4асж характерны весьма низкие значения скорости деформации.

К ак показываю т натурные наблюдения, скорость деф ормации опорных эле­ ментов при том же отнош ении нагрузок к прочности выше, чем образцов.

Зависимость скорости деформации целика от относительной удельной нагрузки на стадии установивш ейся ползучести может быть представлена путем преобра­ зования формулы (1 ) в следующем виде:

где V - скорость деформации, мм/год;

в и С - эмпирические коэффициенты;

К и коэффициент нагрузки;

а /,.ж- несущая способность целика, М Па.

Значение К и рассчитывается по формуле (3) где К п - коэффициент, равный отношению ширины нагружающ его целик столба пород к ширине целика;

К р - коэффициент разгрузки, учитывающий долю нагруз­ ки столба пород до земной поверхности;

Кк - коэф ф ициент пригрузки, учитываю­ щий увеличение нагрузки на целик по сравнению с нагрузкой от столба пород до земной поверхности.

Н есущ ая способность целика рассчитывается по формуле (4) где К п- коэффициент, учитывающий снижение несущей способности целика, про­ сеченного выработкой.

Значение коэф ф ициента К ф рассчитывается по формуле (5) Значение К п по формуле К - ^ L,(6 ) ' (6 ) а где ан- ширина продольной выработки, м;

а - ширина целика, м;

h - высота целика, м.

В формуле (6 ) ш ирина целика и выработки может быть заменена соответствен­ но на плошадь.

Проведенными на рудниках № 1 и № 2 Илецкого месторождения каменной соли наблю дениями зарегистрированы следующие значения скорости деф орм а­ ции целиков: в междукамерном целике 3-ю - 4-ю рудника № 1-6 мм/год, в между камерных целиках 6-7, 23-24, 25-26 и 39-40 рудника № 2-30;

19,2;

11,8 и 11,6 мм/год, соответственно.

Эти значения скорости деформации соответствуют определенным значениям относительной удельной нагрузки.

При расчете относительной удельной нагрузки должны учитываться особен­ ности геомеханической ситуации.

Особенность геомеханической ситуации на руднике № 1 состоит в том, что его выработанное пространство заполнено рассолом. Поэтому нагрузка на целики этого рудника снижается за счет противодавления, создаваемого столбом рассола до поверхности озер. К роме того, междукамерные целики подверглись размыву пресной водой при затоплении рудника № 1. Н а руднике № 2 просеченны е и сплошные междукамерные целики находятся в зонах влияния жестких опор, сни­ жающих нагрузки на целики. При перераспределении нагрузок ж есткие опоры испытывают действие пригрузки.

КГеомеханическая и горнотехническая ситуации на руднике № 1 в районе целика 3-ю - 4-ю следующие:

- ширина камер увеличилась после затопления рудника на 4 м (по 2 м от стен­ ки);

- глубина от земной поверхности до кровли камер 74 м, высота столба рассо­ ла до поверхности озер Н овое и Развал 64 м;

- парам етры системы разработки после затопления: ш ирина камеры 34 м, ширина меж дукамерного целика 12 м, ш ирина вентиляционного ш трека 2,5 м, ширина транспортной сбойки 3 м, высота целика 25 м.

Удельная нагрузка на целик с учетом противодавления рассола равняется (/ + a)p„gH - (/ + a ) p sg H | _ (34 +12) •2,15 •74 - (34 + 2,5) • 1, 9,8 9,8 = 3,7 МПа.

•1 0 а -103 Несущая способность целика с учетом его ослабления вентиляционным ш тре­ ком и двумя транспортными сбойками на участке длиной 46 м равняется Относительная удельная нагрузка равняется сг/о'сж = 3,7/17,8 = 0,2.

2. Геомеханическая и горнотехническая ситуации в районе междукамерного целика 23-24 рудника № 2 характеризуются следующими данными:

- глубина от земной поверхности до кровли камер 255 м;

- ширина камеры 30 м;

- ширина просеченного и сплошного междукамерных целиков 25 м;

- ш ирина транспортного орта 5 м;

- высота целика 30 м;

- расстояние между массивом и околоштрековым целиком 2 0 0 м.

-173 Удельная нагрузка на просеченный целик с учетом его разгрузки сплошными целиками на 20% равняется 1+ а 30 + P gH K p = — — 3- •2,15 •9,8 •255 • 0,8 = 9,4 М Па.

7-103 " 25 - Несущ ая способность целика с учетом его ослабления транспортным ортом равняется 2 5 -5 ^ ст/сж = а с ж К ф II = 39 Л —.К = 28,5МПа.

О тносительная удельная нагрузка на целик равняется ст/ст 'с = 9,4/28,5 = 0,33.

ж 3. Геомеханическая и горнотехническая ситуации в районе междукамерного целика 25-26 отличается от района целика 23-24 только меньшим расстоянием между массивом и околош трековым целиком, равным 130 м.

М ассив и околош трековый целик в дополнение к сплошным ленточным меж дукамерным целикам разгруж аю т целик 25-26 на 20%.

Удельная нагрузка на просеченный целик с учетом его разгрузки жесткими опорами равняется rp g H K,, = 3 0 + 2 ^ •2,15 • 9,8 •255 • 0,64 = 7,6 М Па.

а 1 0 ' 25- О тносительная удельная нагрузка равняется ст/ст 1 = 7,6/28,5 = 0,26.

4. Геомеханическая и горнотехническая ситуации в районе целика 6-7 харак­ теризуются следующими данными:

- сплошной междукамерный целик 6-7 с другими сплошными целиками раз­ гружает смежные с ним просеченные целики на 2 0 %;

- ширина просеченных целиков 25 м;

- ширина сплошных целиков 2 0 м;

- высота целиков 30 м;

- ширина камеры 30 м.

Удельная нагрузка на целик 6-7 с учетом пригрузки от просеченных целиков на 2 0 % равняется Щ p g H K n = 3 0 + 2 ^ •2,15 •9,8 •255 • 1,2 = 14,2 М П а о •10 ' 25 • Н есущ ая способность целика равняется [ a iеж = sсж К ф = 39 J —, = 3 1,8 М Па.

V О тносительная удельная нагрузка равняется ст/ст 'с = 14,2/31,8 = 0,26.

ж 5. Геомеханическая и горнотехническая ситуации в районе сплошного целика 39-40 характеризую тся следующими данными:

- средняя по длине часть целика разгружена околоскважинным целиком на 20% в зоне радиусом 70 м;

- ш ирина междукамерного целика 25 м;

- высота междукамерного целика 2 0 м;

- ширина камеры 30 м.

-1 7 4 Удельная нагрузка на целик равняется 30 + PgH K n 2,15-9,8-255 0,8 = 9,4 М Па.

ol0J' “ '' 25 • Несущ ая способность целика равняется [ ст/ = а ежК ф = 39 = 35,6 М Па.

’ О тносительная удельная нагрузка равняется ст/ст 'с - 9,4/35,6 = 0,26.

ж Результаты расчета относительной удельной нагрузки и значения скорости деформации целиков на рудниках № 1 и № 2 приведены в таблице 1.

Таблица Значения относительной удельной нагрузки и скорости деформации междукамерных целиков на рудниках № 1 и № Относительная удельная нагрузка, Скорость деформации целика, Номер Номер V мм/год рудника целика 0,2 1 Зю-4ю 19, 2 23-24 0, 11, 2 0, 25- 2 0, 6- 0,26 11, 2 39- Зависимость между скоростью деформации целика и удельной относитель­ ной нагрузкой аппроксимируется уравнением V = 92ст/о/СЖ - 1 2. (7) Эта ф орм ула п озволяет рассчитать разм еры м еж дукам ерны х целиков для о п ределен н ы х го рн отехн ически х условий при задан н ы х зн ач ен и ях скорости деформаций.

Допустим, надо определить ширину сплошного междукамерного целика для следующих горнотехнических условий: глубина разработки Н - 310 м, ш ирина э к сп л у атац и о н н о го б л о к а 16л = 55 м, р ассто ян и е м еж ду ж естки м и о п о р ам и L = 100-130 м, коэф ф и ци ен т разгрузки К = 0,8, плотность соли р = 2,15 т/м3, кубиковая п рочность соли в массиве о сж = 39 М П а, высота камеры h = 30 м, допустимая скорость деф орм ации целиков V — 15 мм/год. Расчет по формуле (7) показывает, что при значении V = 15 мм/год относительная удельная нагрузка равняется —7“ - 0,29.

°сж Значение о рассчитывается по формуле а= P gH K p.

ахЮ -175 Значение о 'СЖ по формуле а 1 =стСЖ К ф..

J ~ СЖ Ш ирина целика после преобразования уравнения для относительной удель­ ной нагрузки может быть рассчитана по формуле ' L p g t* K p h а = 1\ ( 8) а /а 'А О Согласно расчету по формуле (8 ) с использованием значений приведенных выше параметров, ш ирина сплошного ленточного междукамерного целика рав­ няется 28 м.

В таблице й приведена расчетная ширина целика для значений V = 10, 15, и 25 мм/год.


Таблица Расчетные значения ширины междукамерного целика при заданных значениях скорости деформаций Срок службы Коэффициент Скорость Относительная Ширина целика, деформации целика до его запаса несущей удельная м разрушения, способности целика, нагрузка год целика мм/год 0,24 10 4, 3,4 15 28 0, 20 24 0,35 2, 0,4 25 2, К ак следует из этой таблицы, ширина междукамерного целика равняется 22 30 м при значениях заданной скорости деформаций 10-25 мм/год.

Срок службы целиков данной ширины при значении предельной деформации сжатия, равном 900 мм, составляет 36-90 лет. В таблице также приведены значения коэффициента запаса несущей способности целиков, представляю щ ие собой ве­ личину, обратную относительной удельной нагрузке.

По данным расчета У крН И И соль, срок службы сплошных ленточных цели­ ков, чередующихся последовательно с просеченными целиками, при значениях коэффициента запаса прочности К з = 2,6-3,0 составляет 85-160 лет.

Однако, скорректированны й с учетом экспериментальных данных срок служ­ бы целиков для этих же значений коэффициента запаса прочности в 1,7-2,2 раза меньше, чем по расчету института У крНИИсоль.

Ш ирина междукамерного целика должна приниматься с учетом необходимо­ го срока его службы, определяемого сроком отработки всех горизонтов рудника № 2 до их ликвидации.

При ширине эксплуатационного блока /0л = 55 м допустимой ширине камеры I - 30 м ш ирина междукамерного целика долж на быть не менее 25 м. Скорость деформации целика ш ириной 25 м составляет 20 мм/год, а срок службы соответ­ ственно около 45 лет (см. табл.2).

Естественно, что срок службы междукамерного целика при устранении жест­ кой опоры сократится в связи с увеличением нагрузки на 20%. При увеличении нагрузки возрастет скорость деформации междукамерного целика.

-1 7 6 Значение относительной удельной нагрузки при устранении жесткой опоры составит а/ o ' Ш И. = 55-2,15-9,8- а ' 10 а ™К Ф 25-103 -39' Скорость деф ормации целика при данном значении относительной удель­ ной нагрузки увеличится до 25 мм/год.

С рок службы целика при устранении ж есткой опоры рассчиты вается по формуле t=, у2 ’ ^ у где впр - п р ед ел ьн ая относительная д еф орм аци я целика при сж атии, отн. сд.;

К, - скорость деф ормации целика при наличии жесткой опоры, мм/год;

V2 - ско­ рость деформации целика после устранения жесткой опоры, мм/год;

?р - время, прошедшее с момента оформления целика до устранения жесткой опоры, лет.

По данным расчета при tp = 30 лет, К, = 20 мм/год, У2 = 25 мм/год, епр = 0,03 и h = 30 м срок службы целика составит 42 года.

Если принять ш ирину целика а - 28 м, то скорость его деформации составит К, = 15 мм/год. П ри устранении жесткой опоры относительная удельная нагрузка а составит 7 = 0,34, скорость деформации целика - К, = 20 мм/год, срок службы ^сж целика - 52,5 лет.

Таким образом, для выемки камер в жестких опорах при ширине междука мерного целика а = 25 м может быть отведено 12 лет, а при а = 28 м - 22,5 лет.

Литература 1. Шевяков Л.Д. О расчете прочных размеров и деформаций опорных целиков. - Изв.

А Н СССР, 1941. № 7 - 8 и 9.

2. Ильштейн А.М., Либерман Ю.М., Мельников Е.А. М етоды расчета целиков и пото­ лочины камер рудных месторождений. - М. : Наука, 1964. 143 с.

3. Карташов Ю.М., Матвеев Б.В., Михеев Г.В., Фадеев А.Б. П рочность и деф орм иру­ емость горных пород. М.: Н аука, 1979. 269 с.

- 177 Д -р техн. наук А.М. К О ЗЕЛ ВН И М И ГОРНОЕ ДАВЛЕНИЕ И ПОДДЕРЖАНИЕ КАПИТАЛЬНЫХ ВЫРАБОТОК М ассив горных пород до проведения горных вы работок сильно напряжен.

Согласно гравитационно-статической модели, применявш ейся в горном деле, ве­ личины напряж ённости пород считались прямо пропорциональными глубине их залегания. К оэф ф ициент бокового распора А принимался упругим, равным,.

где у - объемный вес пород, Н - глубина залегания рассматриваемого слоя, v коэф ф ициент П уассона породы (О. Д. Хвольсон. К урс физики. СПб., 1897) или равным единице. Этот подход не отвечает современным знаниям. Реальное боко­ вое давление в сжатом массиве чаще всего больше упругого распора, прежде все­ го вследствие геологических циклов смыва осадков (денудации), когда частично сохраняется повышенный боковой распор, возникший на большой (старой) глуби­ не. Эти напряжения увеличиваются и в результате проявления ползучести пород и, особенно, как следствие тектонофизических процессов. Очень часто боковое дав­ ление в массиве больш е единицы. Анализ современной практики поддерж ания выработок подтверж дает отсутствие, в целом, прямой связи состояния выработок с глубиной [1 ].

Часто н ап ряж енн ое состояние пород в массиве и в окрестности выработок называю т «горным давлением». Н о известно, что, несм отря на высокую нап ря­ женность массива вокруг выработки в достаточно прочны х породах устойчивы, могут стоять без крепи или с крепью незн ачительн ой несущ ей способности.

В таких случаях говорят, что в этих выработках горное давление отсутствует. Удает­ ся сохранить устойчивость выработок и в менее прочных породах при крепях с несущей способностью всего от долей до единиц процентов от напряж ения уН.

И, напротив, в вязкопластических глинистых и других слабых породах уже на малой глубине, то есть при относительно малом «горном давлении» в указанном понимании, нагрузки на крепи и перемещ ения пород достигаю т весьма больших величин.

По современным представлениям сохранение устойчивости выработок обуслав­ ливается формированием вокруг них характерных напряженно-деформированных структур пород, обладающих достаточной несущей способностью и ограничивающих перемещения пород. Неблагоприятные же явления в выработках обусловливают­ ся степенью недостаточности собственного сопротивления пород деформациям.

Поэтому, термин «горное давление» более продуктивно трактовать как «силы во вмещающем выработку или целик массиве горных пород, неуравновеш енные в процессе проведения выработки или комплекса выработок собственным сопро­ тивлением пород этого массива, являющиеся результатом совокупного действия естественных и производственных факторов, вызывающих изменения состояния массива». П од расчетами горного давления следует понимать определение пара­ метров его проявлений, выражающихся в перемещениях пород, в потере породами прочности, в формировании нагрузок на крепь, в динамических проявлениях.

По результатам исследований В НИМ И и ряда других научных организаций разработан ряд нормативно-методических документов (С Н иП, У казания, Руко­ водства и др.). Н о возникает целый ряд новых проблем, например, на рудниках Горной Ш ории в условиях повышенных и неравнокомпонентных напряж ений в породах. Н а рудниках Норильского ГМК на больших глубинах при сложном ха­ рактере распределения напряж ений в массиве горных пород и при масштабной отработке околоствольных предохранительных целиков в мощных рудных зале­ жах. Это потребовало дополнительных геомеханических исследований. В то же время ряд полож ений имеющихся нормативов устарели и не соответствуют со­ временному состоянию наших знаний, и прежде всего, в части учёта реального напряжённого состояния горных пород в массиве.

Наши исследования показали, что степень устойчивости пород в выработке, а также пространственное развитие зон неупругих деформаций пород вокруг нее очень сильно зависят от соотнош ений бокового и вертикального напряж ений в массиве горных пород и всех трёх напряжений у выработки [2]. П оэтому реком ен­ дуемые оценки возмож ности развития зон разруш ения горных, полученные на основе реш ений плоских задач могут быть использованы лиш ь в ограниченных случаях. Ограничение роста зоны неупругих деформаций напрямую связано с ус­ ловиями прочности породы на границе упругой области. П редельный круг М ора на паспорте прочности породы, построенный по напряж ениям на этой границе, является, по существу характеристикой прочности породы в массиве. Не отвечает реальным зависимостям достаточно распространенный обобщ енный показатель устойчивости, используемый как параметр типа с сж /уН, где а сж - прочность поро­ ды на одноосное сжатие.

К оордината центра граничного предельного круга на графике М ора s равна среднему нап ряж ени ю. Д ля горизонтального сечения, наприм ер, это lgН, где X - коэфф ициент бокового давления в массиве, и уН при А.= 1 для любого сечения.

Радиус граничного круга М ора ^н етр у д н о выразить черед ст, стсж и угол внутрен­ него трения ср:

га = а •sin (р + 0,5сгсжП - sin (р);

(1 ) а = луН.

Поскольку величина ф на паспорте прочности многих пород величина пере­ менная, то круг прочности пород в массиве предпочтительней строить непосредствен­ но на паспорте их кратковременной или длительной прочности по определяемому паспортом углу ср'. Этому фактическому углу отвечает приведенное значение проч­ ности при одноосном сжатии:

- 179 f ra -(T -S-in л ^ Существует возможность разруш ения породы на контуре выработки, особен­ но при отношениях бокового давления к осевому меньше единицы, в соответствии с теорией деформаций удлинения. Н а паспорте прочности породы область воз­ никновения деформаций удлинения ограничивается определенным соотношени­ ем напряжений то есть лучами, выходящим из начала координат под соот­ ветствующим углом у:

сг, _ + sin \|/ _ / v) - \х - 1 ( (2) 7j 1 —sin V)/ 3- | где ц - параметр Лоде - Надаи.

П одобным образом мож но оценить жесткость н ап ряж ен н ого состояния а (по Я.Б. Фридману) из соотношения:

а, 1-а[2-у(1 + ц)] (3) о 3 1- av[2 + ( - ц)]' Ослабление прочности слоистых и трещ иноватых горных пород учитывает­ ся в расчетах некоторы м средним коэффициентом ослабления кс В таком каче­ стве он может быть прим енён обоснованно лиш ь в сильно и беспорядочно нару­ шенном массиве. П ри слоистости и ориентированных поверхностях ослабления пород реальное сниж ение сопротивления пород разруш ению в разных точках контура выработки будет различным, а в каких-то его м ож ет и не быть вовсе.

Здесь надо учиты вать ф актическую прочность п ород по контуру выработки.

Такие методики существуют [3 и др.] и имеются все предпосы лки для соверш ен­ ствования расчётов.

Следствием различия прочности пород с системами ослабления является меньшая устойчивость вы работок, располож енны х по простиранию слоев по­ род и систем трещ ин. Вокруг этих выработок развиваю тся значительны е зоны специального предельного равновесия пород и их разруш ен ия с наибольшим развитием в направлениях близким к нормали к напластованию пород (или к системе трещ ин). О тсю да при пологом залегании пластов, наприм ер, характер­ но разруш ение кровли и давление сверху в выработках, пройденных по прости­ ранию. Деформированию и разрушению слоев пород кровли в них способствует повышенное горизонтальное давление в массиве. П ри круто-наклонном и крутом залегании пластов в этих выработках происходит преимущ ественное разруш е­ ние стенок и развивается боковое давление на крепь. В выработках, пройденных вкрест п рости ран ия поверхностей ослабления п рочн ости п ород, разруш ение пород происходит преимущ ественно в кровле и при более интенсивной напря­ женности пород, чем в выработках, расположенных по простиранию этих поверх­ ностей. Ослабление сцепления между слоями пород способствует их разрушению, как путем сдвига, так и отрыва.

Вокруг выработок, пройденных по простиранию в недостаточно прочных сло­ истых породах, происходит смещение расслаивающейся среды, претерпевающ ей по мере смещения дальнейш ее хрупкое разрушение. Н а значительных глубинах -1 8 0 это наблюдалось нами даж е в нарушенных выработках с бетонной крепью вне об­ ласти влияния очистных работ. П роцесс смещения пород в целом волнообразно затухал и сопровож дался разновременными в отдельных слоях повторяющ имися замедлениями и ускорениями движения, скачкообразными разруш ениями. То есть, происходит непреры вное перераспределение напряжений с поочередным много­ кратным переходом пород слоев в предельное и запредельное состояния.

Существуют представления, основанны е преимущ ественно на результатах реш ений плоских задач, что для большей устойчивости вы работки в поле повы ­ шенных неравноком понентны х напряж ений пород ее следует проходить в н а­ правлении действия наибольш их напряж ений. О днако это не всегда обеспечи­ вает наилучшую устойчивость выработки, как следует из учёта пространственно­ го характера напряж ений. К роме того, при таком ее располож ении сущ ественно затрудняется и зам едляется, как показы вает практика, проходка и возрастаю т затраты.

Характер и интенсивность деформационных процессов в массиве вокруг вы­ работок определяю т нагруженность и деформации крепи и являются исходными для выбора типа крепи, ее параметров, методов их расчета в соответствии с реаль­ ными и необходимыми функциями крепи данной выработки. Эти функции в первую очередь определяются режимами взаимодействия крепи с породами и нагружающим воздействием подземных вод. В зависимости от режима, количественных значе­ ний параметров взаимодействия крепи с породами, а такж е от уровня допустимых по условиям эксплуатации выработки перемещ ений пород выбирается механи­ ческая (нагрузочная) характеристика крепи.

Эти режимы рассматривались в свое время применительно к работе крепи в очистных выработках как режим заданной нагрузки, либо заданной деформации (Г.Н. Кузнецов). Так мож но считать, что на крепь воздействует вес непосредствен­ ной кровли, если на нее не влияет основная кровля. К огда же последняя передает непосредственной кровли свои смещения, то, как бы мы не увеличивали рабочее сопротивление реальной крепи, опускание кровли будет задаваться крепи полно­ стью. Это определяет для крепи режим заданной деформации. В более общем виде взаимодействие крепи с массивом выражалось известным графиком Салустовича М атвеева - М ора в координатах «нагрузка - перемещение». Такой график, одна­ ко, строго однозначен при независимости перемещений пород от порядка и вре­ мени приложения или снятия нагрузки (отпор крепи, обнажение пород в забое и т.п.). В частности, обнажаемые породы массива могут постепенно изменять свою характеристику на графике вследствие микро или макро разруш ений и деформа­ ций во времени. Соответственно сдвигаются участки кривой в сторону увеличения перемещений, особенно заметно при предварительной разгрузке их и малых значе­ ниях отпора крепи. К репь, установленная в разное время, развивает в принципе разный отпор. Неодинаковый отпор понадобится и для равновесия системы. Изме­ нение положений кривой отмечены и за рубежом. Очевидно, что наибольшая воз­ можность управления давлением крепью связана с реж им ом взаимовлияю щ ей деформации в скальных породах.

В соответствии с изложенным выше определением понятия «горное давление»

наиболее рациональным принципом управления горным давлением является ак­ тивное вовлечение в работу окружающих выработку пород и их формирующихся структур, в увеличении их собственного сопротивления. Этого можно достигнуть прим енением разны х способов, в том числе упрочнения, разгрузки, активных -181 способов охраны, способов крепления с применением анкерной, набрызг-бетон ной и комбинированной с ними крепей.

Из этих систем крепи значительная роль принадлежит анкерной и комбини­ рованной с ней крепи. Недостатком практических расчётов этой крепи является неучёт согласованности работы элементов системы «внутренняя крепь - анкеры массив». Соверш енствование методов расчёта возможно на основе деформацион­ ной модели [4].Особой сложностью отличается работа контактны х анкеров для которых согласованный расчёт не сводится к определению несущей способности анкеров по аналогии с её определением выдёргиванием из породы [5]. Этот воп­ рос практически не изучен для реальных условий разной структуры примыкаю ­ щего массива. О днако, накоплен значительный практический материал.

Предлагается практический приём расчёта комбинированной с анкерами кре­ пи при использовании экспериментальных зависимостей, связывающих между со­ бой величину исходных перемещений контура выработки с необходимой несущей способностью анкеров и степенью их податливости. П ри оптимальной согласр ванности возможно наиболее полное и надежное использование несущей способ­ ности основной и анкерной крепей. Принципиальной стороной расчета является учет полностью или частично совместной работы анкерной и основной крепи на общих перемещениях контура выработки (рис.). Н а рисунке обозначено: Ua - на­ чальные перемещения пород до установки анкерной крепи;

Ut - перемещения пород до введения в работу основной крепи, включая усадку бетона;

U - перемещения пород при полном отпоре системы крепи;

IP - Ul - перемещ ения внешнего конту­ ра основной крепи при наличии податливого безраспорного внешнего слоя;

U"4 ~ Ut - перемещ ения внеш него контура основной крепи при несущих внешних слоях;

р кр- полный отпор системы крепи ;

р " ~ р а - нагрузка на основную крепь при внеш ­ нем несущем слое;

р - подпор от анкерной крепи.

Схема работы комбинированной крепи:

1 - механическая характеристика системы анкерной крепи, приведенная к перемещениям пород контура выработки;

2 - механическая характеристика подпорной крепи при отсутствии внешних и внутренних податливых слоев или общая с ними при их наличии ( например, забутовка, дополнительные несущие податливые слои);

3 - механическая характеристика собственно подпорной крепи при наличии безраспорных податливых слоев;

4 - то же при распорных (несущих) слоях;

5 - механическая характеристика этих слоев;

6 - зависимость перемещений пород от отпора системы крепи -182 В сложных инж енерно-геологических и гидрогеологических условиях роль регулировки проявлений горного давления механической характеристикой кре­ пи, ее податливости быстро исчерпывается. Значительно возрастаю т нагрузки на крепь. В условиях влияния водопонижения возникает для крепи режим заданных деформаций. Он характерен и при влиянии очистных выработок, О собенно боль­ шую опасность этот режим представляет для вертикальных шахтных стволов.

П редлож енное нами ранее решение для расчета прочной многослойной кре­ пи, необходимой в сложных условиях поддерж ания вертикальных шахтных ство­ лов, как и известное последующее аналогичное при двух-трех максимумной эпю ­ ре нагрузки на крепь, реш ение Н.С. Булычева и А.Г. О ловянного, не учитывало возможности принудительных вертикальных деформаций ствола. Н ами получено более общее реш ение с учетом этих деформаций и возможного давления воды на любую оболочку [6 ]. В общем случае возможны значительные межконтактные уси­ лия в крепи вплоть до растягивающих. В оболочках крепи реализую тся разные виды напряж енного состояния. П оэтому проверка прочности оболочек и крепи в целом по напряж ениям с е а г, как это принято, недостаточна. О ценка опасности вертикальной деф ормации для крепи не сводится к простому линейному сжатию, как считают, а требует специального расчета.

Для дальнейш его методического обеспечения выбора и расчета технически и экономически обоснованных способов крепления и охраны капитальных вырабо­ ток, а также их поддерж ания и ремонта необходим серьезный пересмотр старой нормативно-методической базы на основе современного состояния наших знаний.

Литература 1. Козел А.М. Геомеханические вопросы проектирования и поддерж ания шахтных ство­ лов. Книга 1. Условия поддерж ания, состояние, виды и причины деформ аций вертикаль­ ных стволов. СПб.: О О О «Н едра», 2001. 216 с.

2. Козел А.М., Заи рягаев А.П. Неупругие деформации пород вокруг выработки в не­ равнокомпонентном поле повышенных напряжений по экспериментальным и теоретичес­ ким данным // Горное давление, горные удары и сдвиж ение массива. СПб.: ВН И М И, 1996.

С. 172-180.



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