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 ||

«Раздел 2. ПЕРСПЕКТИВЫ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ СТРОИТЕЛЬНОЙ ГЕОТЕХНОЛОГИИ УДК 622.25 ПЕРСПЕКТИВЫ И НАПРАВЛЕНИЯ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ОРГАНИЗАЦИИ ...»

-- [ Страница 2 ] --

2. Действующая нормативная база по проектированию жестких ар мировок рассчитана на средние и малые интенсивности подъема и не учи тывает ряда факторов, формирующих нагрузку на армировку.

3. При увеличении интенсивности подъема резко возрастет роль до полнительных («второстепенных») нагрузок и воздействий на армировку, прежде всего, аэродинамических сил.

4. Только учет вышеперечисленных воздействий на армировку по зволит произвести корректный расчет параметров схем и конструкций ар мировки для стволов, оборудованных высокопроизводительными подъем ными установками.

Литература 1. Прокопов А.Ю., Клименко А.П., Поздняков М.В. Направления со вершенствования жесткой армировки стволов, оборудованных высокопро изводительными подъемными установками// Совершенствование техноло гии строительства шахт и подземных сооружений: Сб. науч. тр. – Донецк:

Норд-пресс, вып. №11, 2005. – С. 30-31.

2. Методика расчета жестких армировок вертикальных стволов шахт.– ВНИИГМ им. М.М. Федорова.– Донецк, 1985.– 170 с.

3. Пособие по проектированию и монтажу жесткой армировки вер тикальных стволов шахт и рудников (к СНиП II-94-80). Гос. ком. СССР по народн. образ., Моск. горн. ин-т / Под ред. И.В. Баклашова. – М.: Недра, 1989. – 160 с.

4. Белый В.Д. Канатные проводники шахтных подъемных установок.

– М.: Углетехиздат, 1959. – 212 с.

5. Шафранов Н.К., Ягодкин Ф.И. Канатная армировка вертикальных стволов. – М.: Недра, 1976. – 144 с.

УДК 622.67:622. ГИДРОДОМКРАТНЫЙ ПОДЪЁМ СЫПУЧИХ ГРУЗОВ И ВОДЫ К.К. Бойко, Г.Г. Литвинский Донбасский государственный технический университет, г. Алчевск, Украина Приведены результаты анализа способов выдачи полезного ископаемого и шахтной воды с глубоких и сверхглубоких шахт при помощи гидропривода.

Подъемные установки применяются для спуска и подъема людей, вспомогательных материалов и оборудования, полезных ископаемых и пустой породы. Ими оборудуются для строительства и эксплуатации вертикальные и наклонные стволы шахт и рудников. Подъемные установ ки к настоящему времени достигли высокого уровня совершенства, но опыт работы угольных шахт показывает, что эффективность применяемых систем подъема исчерпывает себя, особенно при возрастании глубины ствола свыше 1000 м.

Характерной особенностью всех подъемных машин является применение в системе подъема канатов. Последние являются самым слабым звеном этой сложной технической системы, они накладывают жесткие ограничения на ее главные параметры – массу поднимаемого груза и глубину подъема. На глубинах более 1000-1200 м половина прочности каната расходуется на подъем его собственного веса. А если учесть вес прицепного и транспортного устройства, к.п.д. канатного подъема оказывается на этих глубинах около 0,4-0,5.

Существующие подъемные установки из-за периодического характе ра работы в виде чередующихся циклов разгона и торможения всей приве денной массы расходуют значительно больше энергии.

Только 42% мощности наиболее совершенной многоканатной подъ емной установки используется непосредственно на подъем полезного гру за, понижаясь с увеличением глубины подъема.

Существующие технические решения шахтного подъема обладают серьезными принципиальными недостатками, что ставит под сомнение возможность их использования в качестве базового оборудования для гор ных предприятий будущего:

1) неэффективность использования каната как тягового органа для больших глубин, на которые перемещаются подземные разработки;

2) недостаточная несущая способность каната, накладывающая ограничения на предельную величину поднимаемого груза;

3) затруднения при создании высокопроизводительных подъемов (800-1000 т/час и более);

4) высокие удельные затраты энергии на единицу поднимаемого груза, превышающие теоретически необходимые в 2,2-2,4 раза;

5) цикличный режим работы, создающий сложности для автома тического регулирования и управления, динамические нагрузки на несу щие элементы конструкций и ответственные детали оборудования;

6) большая масса и сложность конструктивного исполнения, вы сокие трудоемкость и длительность строительных работ и монтажа, малая надежность;

7) неоправданно большие участки территории шахтной поверхно сти, занятой подъемом, громоздкость и сложность горнотехнических зда ний и сооружений для подъема, многочисленность и дороговизна горных выработок и подземных коммуникаций возле шахтного ствола.

Рис. 1. Продольное и поперечное сечение ствола с гидродомкратным подъемом С целью устранения возникших проблем в ДонГТУ была предложена схема гидрододомкратного подъёма (ГДП), который работает следующим образом (рис. 1). На нижнем горизонте подъемные сосуды 1 с помощью за грузочного устройства с дозатором (в виде компактной роторной линии) заполняются грузом (углем или породой) и подаются снизу между направ ляющими проводниками 2, тем самым формируется колонна подъемных сосудов с грузом 3 в стволе. Гидродомкраты 4, установленные на опорных станциях 5, системой клапанов периодично подключаются к напорной или сливной гидромагистралям 6 и выдвигают свои штоки 7, на которых уста новлены поворотные стопоры. При перемещении штоков 7 двух диаго нально-симметричных гидродомкратов 4 вверх поворотные стопоры упи раются в нижнюю кромку 8 сосуда 1 и заставляют его подниматься на вы соту, кратную максимальному пути выдвижения штоков 7 гидродомкратов 4. Противоположное передвижение штоков 7 приводит к отходу поворот ных стопоров от нижней кромки 8 сосуда 1 и свободному их скольжению по боку сосуда 1 до момента, пока они опять не попадут под нижнюю кромку 8 следующего сосуда 1. Как правило, для равновесия одновремен но работают две пары гидродомкратов 4, расположенных диагонально и симметрично относительно центра колонны сосудов 1. А именно, когда штоки одной пары гидродомкратов выдвигаются, поднимая колонну сосу дов, вторая пара гидродомкратов выполняет обратное движение, втягивая свои штоки. Таким образом, каждая пара гидродомкратов 4 поднимает ко лонну сосудов 1 между станциями 5 на высоту движения штоков (около м) за цикл (около 5 с). Благодаря поочередной работе каждой пары гидро домкратов 4 колонна сосудов может двигаться почти непрерывно, обеспе чивая поточный принцип работы ГДП.

Преимущества предложенного ГДП: работа возможна на любой глубине (рис. 2);

полная уравновешенность системы;

высокие к.п.д. (0,8) и производительность (800-1000 т/ч и более);

простота конструкции, низкие капитальные и эксплуатационные затраты.

Рис. 2. Зависимость количества подымаемого груза от высоты подъема Сравнительная оценка существующего и предложенного подъемов по методике [2] показывает, что обобщенный коэффициент технической эффективности этой системы равен 2-3, что показывает ее перспективность для будущего применения вместо канатных подъемов.

ГДП делает ненужным весьма дорогостоящий подземный комплекс водоотлива с его подземными камерами, сложными насосами, трубопрово дами и т.д. Таким образом, попутно решается еще одна проблема шахтных стационарных установок – водоотлив, которая сталкивается с такими же сложностями работы на больших глубинах, как и канатный подъем. По этому можно считать целесообразным использовать ГДП для водоотлива.

Предлагаемая конструкция ГДП позволяет в целом значительно уп ростить весь комплекс шахтного подъема и водоотлива, так как исключает потребность в строительстве сложных и дорогих горнотехнических соору жений (зданий подъемных машин, копров со шкивами и приемными бун керами и др.) и, что особенно важно, при его применении отпадает необ ходимость в подъемном и водоотливном оборудовании (подъемных маши нах с приводом, дорогими редукторами и тормозными устройствами, ка натном хозяйстве, подвесных устройствах, шахтных парашютах, качаю щихся площадках и посадочных кулаках, традиционных водоотливных ус тановках, подземных камерах, электроподстанции и т.д.).

Литература 1. Литвинский Г.Г. Шахтный подъём и водоотлив для больших глу бин разработки// Энергосбережение. – 2004. – № 4. – С. 26-29.

2. Литвинский Г.Г. Как оценить технический уровень горной техни ки// Материалы II научно-практической конференции Донбасс-2020. Наука и техника – производству. – Донецк: ДонНТУ, 2004. – С. 158-167.

УДК 622. АЛГОРИТМ МОДЕЛИРОВАНИЯ ГЕОМЕХАНИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ПОДЗЕМНОГО ПРОСТРАНСТВА С.Г. Страданченко, А.Ю. Прокопов, ШИ (ф) ЮРГТУ (НПИ), г. Шахты Описан порядок построения конечно-элементных моделей с использованием современного программного комплекса «Лира Windows». Приведен пример модели горной выработки и найден ных с ее помощью параметров напряженно-деформированного состояния вмещающего породного массива.

В настоящее время разработано большое количество математиче ских моделей массива, полученных на основе строгих аналитических ре шений соответствующих задач теории упругости. Эти модели подробно описаны в работах [1,2]. Однако, в ряде случаев (неоднородный массив, наличие трещин, сопряжения и пересечения выработок, требующие поста новки объемной задачи и др.) аналитических решений не имеется. В этих случаях целесообразно использование приближенных методов решения задач и численных моделей подземных сооружений.

Одним из таких методов, получающим все большее распростране ние в моделировании и вычислительных программных комплексах, явля ется метод конечных элементов (МКЭ). Этот метод рассматривает ограни ченную область (плоскую или объемную), которая разбивается на конеч ное число элементов (в плоской задаче обычно принимаются треугольные элементы), при этом стыковка элементов осуществляется только в верши нах. Таким образом, условия равновесия и совместности деформаций со блюдаются только в общих узлах элементов. Для определения неизвестных усилий в узлах и смещений узлов по заданным усилиям или перемещениям на границе области составляются уравнения равновесия и совместности деформаций, число которых соответствует числу узлов расчетной схемы.

Для решения таких задач используются современные программно вычислительные комплексы (ПВК) Cosmos/Design Star, MSC/Nastran (NAsa STRuctural ANalysis) for Windows, ANSYS, Structure Cad, «Лира-Windows», «Мираж», «Мономах» и др.

Анализ конструкций с использованием МКЭ является фактическим мировым стандартом для прочностных и других видов расчетов конструк ций. Основой этого служит универсальность МКЭ, позволяющая единым способом рассчитывать различные конструкции с разными свойствами ма териалов и находить параметры их напряженно-деформированного со стояния (НДС).

Рассмотрим основные этапы построения конечно-элементной модели с помощью ПВК «Лира-Windows» [3], разработанного Научно-исследователь ским институтом автоматизированных систем в строительстве (г. Киев, Ук раина).

Схематически последовательность решения геомеханических задач МКЭ с помощью ПВК «Лира-Windows» представлено на рис. 1.

Первый этап представляет собой геометрическое моделирование и заключается в выборе системы координат (координатной плоскости), на чала координат и геометрических параметров моделируемой системы (ее размеров и сорасположенности элементов в пространстве).

Второй этап включает выбор типа конечных элементов (стержни, трех- или четырехугольные пластины, объемные элементы различной кон фигурации и др.) из библиотеки КЭ, генерацию регулярных фрагментов (рам, плит, балок-стенок и др.), ферм, поверхностей вращения и т.д. в зави симости от типа поставленной задачи, а также синтез отдельных стандарт ных фрагментов в единую систему, являющуюся геометрической основой будущей конечно-элементной модели.

Третий этап заключается в задании каждому КЭ или их группе со ответствующих выбранному типу сечений, которые выбираются из стан дартных или же задаются пользователем самостоятельно, и жесткостных характеристик (модуль Юнга, коэффициент Пуассона, плотность, коэффи циенты постели (Винклера), которые будут определять параметры напря жений и деформаций элементов при их работе под нагрузкой.

Четвертый этап включает выбор узлов, для которых устанавли ваются ограничения в перемещениях по отдельным осям или вращении.

Это делается для создания геометрически неизменяемой системы, что яв ляется одним из обязательных условий расчета по методу конечных эле ментов.

НАЧАЛО Разработка геометрической 1-й этап схемы модели Выбор типов, генерация конечных эле ментов и формирование из них единой 2-й этап системы Задание сечений и жесткостных 3-й этап характеристик конечным элементам Формирование геометрической неизменяемости системы – 4-й этап наложение связей (закрепление узлов, задание степеней свободы) Формирование системы нагрузок на ко нечные элементы и задание 5-й этап их значений 6-й этап Расчет напряжений и перемещений в конечных элементах Выбор теории прочности и расчет эквивалентных напряжений 7-й этап Графическая интерпретация результатов расчета НДС конструкций (построение эпюр, изополей) Вывод результатов в отчет КОНЕЦ Рис. 1. Последовательность решения задачи методом конечных элементов в ПВК «Лира-Windows»

Пятый этап заключается в выборе типа, места и направления дейст вия нагрузок, которые выбираются в соответствии с назначенными типами КЭ. ПВК «Лира-Windows» позволяет моделировать сосредоточенные и распределенные (равномерно или неравномерно) силы, статические, дина мические, гармонические, температурные нагрузки, сосредоточенные или распределенные моменты, нагрузки от собственного веса, а также задавать начальные смещения и повороты узлов модели. Правильное задание ти па и величины нагрузки, а также закрепленных узлов во многом опреде ляет корректность постановки задачи и соответственно получаемых ре зультатов.

После выполнения работ первых 6 этапов конечно-элементная мо дель считается сформированной и может быть запущена на выполнение, т.е. можно производить расчет всех параметров НДС узлов и элементов.

На шестом этапе производится расчет всех перемещений (поступа тельных и вращательных) вдоль осей координат, изгибающих и крутящих моментов, продольных и перерезывающих сил (для стержней);

нормаль ных и тангенциальных напряжений (для пластин и объемных КЭ). Для оценки состояния конструкции (возникают ли допустимые или критиче ские напряжения, произойдет ли разрушение) выбирается теория прочно сти (максимальных нормальных напряжений, максимальных деформаций, максимальных касательных напряжений, энергетическая, Мора, Ягна Бужинского, Баландина, Миролюбова, Друккера-Прагера, Волкова, Писа ренко-Лебедева) и в соответствии с выбранной теорией производится рас чет главных и эквивалентных (сжимающих и растягивающих) напряжений, по которым и делается вывод о состоянии конструкции или массива при воздействии заданных нагрузок.

Седьмой этап включает построение графических отображений ре зультатов расчета. Для стержневых систем в масштабе строятся эпюры из гибающих моментов, продольных и перерезывающих сил, указываются их максимальные значения, а также мозаика перемещений по узлам. Для пла стин и объемных элементов строятся изополя перемещений по осям и эк вивалентных напряжений. По желанию пользователя можно построить эпюру напряжений или перемещений по любому выбранному сечению.

Значения параметров НДС конструкции или массива могут быть сформированы в отчет и распечатаны.

Приведем примеры конечно-элементных моделей и результатов рас чета НДС пород, вмещающих горные выработки.

На рис. 2 приведен пример конечно-элементной модели одиночной выработки арочной формы, пройденной в однородных породах (квершлага или полевого штрека). Разбивка модели на конечные элементы выполнена таким образом, чтобы их сетка была наиболее плотной (для большей точ ности картины НДС) непосредственно у контуров выработки и менее плотной (для экономии ресурсов памяти ЭВМ) – в глубине массива.

Рис. 2. Пример конечно-элементной модели однородного массива, вмещающего выработку арочной формы Для определения параметров НДС массива при воздействии рас четных нагрузок были построены изополя перемещений узлов модели и эквивалентных напряжений в ее элементах.

а) б) Рис. 3. Изополя перемещений:

а – по оси X, б – по оси Y а) б) Рис. 4. Изополя эквивалентных напряжений:

а – растягивающих;

б – сжимающих Расчет методом конечных элементов позволяет получить как каче ственную, так и количественную картину НДС массива и прогнозировать проявления горного давления.

Литература 1. Булычев Н.С. Механика подземных сооружений. – М.: Недра, 1994. – 382 с.

2. Баклашов И.В., Картозия Б.А. Механика подземных сооружений и конструкции крепей. – М.: Недра, 1992. – 543 с.

3. Программный комплекс «ЛИРА-Windows». Руководство пользова теля. – Киев: НИИАСС, 2001.

УДК 622. МОДЕЛИРОВАНИЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ЗАРЯДОВ ВВ МЕТОДОМ ЭГДА П.Н. Шульгин, Г.Г. Литвинский Донбасский государственный технический университет, г. Алчевск, Украина В статье приведены результаты исследования закономер ностей распределения энергии в массиве при взрыве зарядов ВВ в зависимости от коэффициента сближения между ними.

При расчете паспортов БВР для проведения горных выработок важ ным параметром, влияющим на взаимодействие зарядов в шпурах, являет ся коэффициент сближения зарядов m (КСЗ), показывающий отношение расстояния между шпурами а к линии наименьшего сопротивления W:

a m=, W КСЗ зависит, в общем случае, от свойств ВВ и прочности горных пород, а его определение производят, как правило, на основе опытных данных, час то противоречащих друг другу [1,2].

Цель исследования – изучение закономерностей распределения энер гии в массиве при взрыве зарядов в зависимости от КСЗ с помощью моде лирования методом ЭГДА (электрогидродинамические аналогии) [3].

Применение данного метода для исследований задач взрывного дела пред ложено проф. О.Е. Власовым и С.А. Смирновым [4]. В качестве среды для моделирования нами была использована электропроводная бумага (ЭПБ) [5], специально выпускаемой для этих целей.

Все известные ранее исследования такой задачи проводились только на прямолинейном контуре, что существенно сужало их значимость. Наши исследования проводились на плоских моделях (рис.1), имитирующих на только прямолинейный, но и криволинейный контур выработки.

а а а) б) = 1 =1 2 W ~ 220V W y y = = Рис. 1. Схема моделирования контура выработки:

а) – прямолинейный контур, б) – круговой контур Эксперименты проводились на электроинтеграторе ЭИ, разработан ном на кафедре СГ и ГС (ДонГТУ). Для этого на листе 1 ЭПБ графитным карандашом размечали в заданном масштабе (как правило, 1:10 или 1:20) геометрические параметры взрыва зарядов, с учетом симметрии задачи.

Затем электропроводным клеем БФ-6 крепили медный кружок 2 диамет ром 4 мм, имитирующий линейный заряд ВВ. Для реализации граничных условий использовались медные шины 3 на контуре выработки. Провода ми 4 соединяли заряд 2 с гнездом "100%" на потенциометре прибора 5, а шину 3 - с гнездом "0%". Затем строились линии равных потенциалов по показаниям вольтметра 6 при перемещении щупа 7. Значение потенциалов точек = const, по которым строили эквипотенциальные линии, отсчиты вали в величинах, нормированных на разность потенциалов между шина ми. Тогда минимальный потенциал всегда был равен 0 = 0, а максималь ный – m = 1. Перпендикулярно эквипотенциалам строились линии токов, которые показывали направление и скорость движения волны напряжений.

Исследовались модели взрыва зарядов с КСЗ, равными: 0.5, 0.8, 1.0, 1.5, 2. После обработки данных построены графики, показывающие изме нение энергии взрыва и скорости взрывной волны (нормированных отно сительно данных на контуре заряда) по мере удаления от заряда. На рис. в качестве примера приведены такие графики (рис.2) по оси у от заряда к обнаженной поверхности.

0 0,2 0,4 0,6 0,8 Vотн, Еотн 0, 0,01 Y/W Рис. 2. Изменение скорости и энергии взрывной волны по мере удаления от заряда при m = 0. 1,3 – скорость и энергия взрывной волны для кругового контура;

2,4 – тоже, для прямолинейного контура Анализ полученных из серии опытов результатов позволил устано вить важные закономерности:

1.Энергия и скорость взрывной волны вблизи кругового вогнутого контура возрастают, возле выпуклого контура – убывают, а у прямолиней ного – асимптотически стремятся к постоянной.

2. Чем больше значение КСЗ, тем меньше отличия в поведении энер гии и скорости взрывной волны для криволинейного и прямолинейного контуров.

3. При уменьшении КСЗ происходит увеличение (концентрация) энергии и скорости взрывной волны вблизи породного контура.

Полученные закономерности можно использовать для управления эффективностью взрывного разрушения пород в забоях подготовительных горных выработок.

Литература 1. Миндели Э.О. и др., Комплексное исследование действия взрыва в горных породах / Э.О. Миндели, Н.Ф. Кусов, А.А. Корнеев, Г.И. Мар цинкевич. – М.: Недра, 1978.

2. Яковенко В.А. К вопросу применения контурного взрывания в шахтах, опасных по газу и пыли. – Шахтное строительство, М. – 1969.

3. И. М. Тетельбаум, Электрическое моделирование, Физматиздат, 1959.

4. Власов О.Е., Смирнов С.А., Основы расчета дробления горных по род взрывом. Изд-во АН СССР, М., 1962.

1. Фильчаков П.Ф., Панчишин В.И., Интеграторы ЭГДА.

Моделирование потенциальных полей на электропроводной бумаге. Изд во АН УССР, Киев, 1961.

УДК 622. 23: ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ЦЕЛЕСООБРАЗНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ПРОХОДЧЕСКОГО КОМБАЙНА КП-21 В УСЛОВИЯХ ШАХТЫ «ДАЛЬНЯЯ»

ОАО «ГУКОВУГОЛЬ»

А.И. Крапивин шахта «Дальняя» ОАО «Гуковуголь», г. Гуково В.А. Крапивин ШИ (ф) ЮРГТУ (НПИ) В статье приведены результаты технико-экономического обоснования технологии подготовки очистного фронта на шахте «Дальняя» ОАО «Гуковуголь» с использованием проходче ского комбайна КП-21. Дана сравнительная оценка буровзрывно го и комбайнового способов проходки.

Проводимая в настоящее время реструктуризация угольной про мышленности РФ предусматривает закрытие нерентабельных предприятий с повышением эффективности работы перспективных шахт и сохранением существующих объемов добычи угля. Последнее возможно при увеличе нии нагрузок на очистные забои до 2,0-3,5 тыс. т/сут., т. е. до среднего ми рового уровня из лав на пластах мощностью 1,3-1,5 м. Для обеспечения та кого уровня нагрузки на очистной забой его суточное подвигание должно составлять 8-12 м/сут., а для воспроизводства фронта очистных работ ско рость проведения подготовительных выработок должна быть не менее 15 25 м/сут.

Качественное восстановление фронта очистных работ, исключающее как несвоевременную, так и преждевременную подготовку нового вы емочного столба, обеспечивается при следующем соотношении:

ТВС = ТПС, где ТВС – продолжительность отработки находящегося в эксплуатации выемочного столба, сут.;

ТПС – продолжительность подготовки нового выемочного столба, ко торая включает все работы по проведению, монтажу, наладке оборудова ния и ремонту (восстановлению) подготовительных выработок.

Изучение опыта работы передовых проходческих бригад показало, что максимальные темпы проведения выработок буровзрывным способом составляют 200-220 м/мес. Однако их доля в общем объеме всех проводи мых выработок не превышает 5-7% от общего объема всех подготовитель ных выработок;

средние темпы проведения подготовительных выработок составляют 80-100 м/мес.

При минимально необходимых нагрузках на очистной забой среднее время отработки выемочного столба должно составлять 100-120 суток. Ра боты, связанные с подготовкой нового горизонта, включают проведение оконтуривающих выемочный столб выработок и подготовкой монтажной камеры. Остальные работы должны выполняться с совмещением указан ных выше работ.

Соотношение времени отработки выемочного столба и время подго товки нового можно записать уравнением:

Lk + LB L Tис = t ц + м t ц + t рем (1) Lk lК где LК, LВ, LМ – соответственно длины конвейерного, вентиляционного штреков (ходков, просеков и т. д.), монтажной камеры, м;

t – средняя продолжительность проходческого цикла на один шаг Ц установки крепи, сут;

lК – плотность установки крепи, рам (ряд)/м;

tРЕМ – время на ремонт повторно используемых выработок и другие непредвиденные простои в подготовке выемочного столба, сут.

Необходимые темпы для выполнения уравнения (1) может обеспе чить бесцеликовая технология отработки тонких пологих пластов с прове дением одиночных выработок и повторным их использованием.

При скорости подвигания очистного забоя 8 м/сут, среднестатисти ческих параметрах выемочного и угольного пласта нагрузка на очистной забой составит более 2,0 тыс.т/сут, а время отработки выемочного столба с учетом предусматриваемого резерва – 100 – 120сут.

Таким образом, воспроизводство фронта очистных работ на шахтах, отрабатывающих тонкие пласты, достигается при темпах проведения оди ночной выработки 200 м/мес.

В настоящее время для достижения необходимых темпов проходки подготовительных выработок в породах крепостью до f=8 более целесо образно использование новых проходческих комбайнов типа КП-21. По следний используется для проведения подготовительных выработок на шахте «Гуковская» ОАО «Гуковуголь» со средними темпами проведения 200-220 м/мес. Факт использования проходческого комбайна на угледобы вающем предприятии Гуковского района позволяет сделать заключение о возможности его применения и на других шахтах. Ниже приведены ре зультаты сравнительного анализа технологии проведения конвейерного штрека 3 08 в условиях шахты «Дальняя» ОАО «Гуковуголь» с использо ванием указанного выше комбайна и традиционного для шахты беров зрывного способа.

Горно-геологические условия шахты «Дальняя» позволяют приме нять данный проходческий комбайн.

1. Проектом РП 7675 «Подготовка запасов выемочного участка лавы № 06 шахты «Дальняя» ОАО «Гуковуголь» (ПКБ ОАО «Гуков уголь») для прохождения конвейерного штрека № 08 предусмат ривается буро-взрывной способ (бурильная установка УБШ-252, породопогрузочная машина 2ПНБ-2). Конвейерный штрек преду смотрено проходить по пласту k2 с присечкой пород кровли и почвы. Крепость присекаемых пород составит по шкале проф.

Протодьяконова: кровли – = 4 – 6 почвы – = 8 – 9 Для крепле ния выработки будут применяться сталеполимерные анкера АСГ 1 длиной 2 м. Площадь поперечного сечения конвейерного штре ка Sсв = 14 м2. Общая протяженность штрека – 2600 м.

Учитывая опыт прохождения конвейерных штреков №№ 02, 04, планируется прохождение этой выработки со средними темпами 80 м/мес.

Для обеспечения своевременного ввода в эксплуатацию лавы № 08 необ ходимо проходить конвейерный штрек № 08 темпами не менее 160 м/мес., что возможно только при прохождении выработки двумя встречными за боями.

При прохождении конвейерного штрека буро-взрывным способом встреч ными забоями продолжительность прохождения штрека составит 17 месяцев.

1. Затраты на проведение конвейерного штрека № 06 буровзрывным способом составят (в действующих ценах):

прямые затраты всего – 19144 тыс.руб., в т.ч.: заработная плата – 6297 тыс.руб.;

материалы – 8528 тыс.руб., в т.ч. ВМ – 2834 тыс.руб.;

амортизация – 2434 тыс.руб., эл. энергия – 1105 тыс.руб., прочие расходы – 780 тыс.руб.

По данным ЦНИЭИуголь условно-постоянные расходы на проведе ние конвейерного штрека механизированным способом по ОАО «Гуков уголь» составляет 34% от прямых затрат, что для проведения конвейерного штрека № 08 составит: 19144 тыс. руб. 0,34 = 6510 тыс. руб.

Всего затрат на проведение конвейерного штрека № 08 буровзрыв ным способом двумя забоями:

БВР = 19144 тыс. руб. + 6510 тыс. руб. = 25654 тыс. руб.

Стоимость комплекта оборудования 2-х забоев при буровзрывном способе проходки составляет – 5560 тыс.руб. При норме амортизации 33,3% в год затраты на амортизацию на весь период проходки штрека (17 мес.) составят: 5560 тыс.р. 0,333 17 : 12 = 2434 тыс.руб.

3. Для своевременной подготовки очистного фронта, как указывалось выше, необходимо резко увеличить темпы прохождения горных выработок.

За счет внедрения комбайновой проходки штрека темпы прохожде ния увеличатся до 250 м/мес. одним забоем, что позволит сократить срок прохождения его с 17 месяцев до 11 месяцев.

Затраты на проведение конвейерного штрека № 08 комбайновым способом на весь объем проходки составят:

прямые затраты всего – 14074 тыс. руб., в т.ч.: заработная плата – 5720 тыс. руб.;

материалы – 5694 тыс. руб.;

амортизация – 1760 тыс. руб.;

прочие расходы – 900 тыс. руб.

Общие затраты на проведение конвейерного штрека № 08 с учетом общешахтных расходов – 18860 тыс. руб.

Для расчета затрат на амортизации принимаем норму 20% в год, ис ходя из практического срока службы проходческого комбайна – 5 лет.

Стоимость комплекта оборудования для комбайновой проходки – 9600 тыс.руб., в т.ч. стоимость комбайна КП-21 – 9300 тыс.руб.

При сроке прохождения конвейерного штрека № 08 комбайном КП-21 – 11месяцев амортизационные отчисления (на весь объем проходки) составят 9600 тыс.руб. 0,20 11 : 12 = 1760 тыс.руб.

3.1. Затраты на электроэнергию при прохождении конвейерного штрека № 08 буровзрывным способом (двумя забоями) на весь объем про ходки при суммарной мощности электродвигателей 118 кВт на 1 один за бой.

236 кВт 18 час. 0,6 0,85 руб. 17 30 = 1105 тыс.руб.

3.2. Затраты на электроэнергию при прохождении конвейерного штрека № 08 комбайном КП-21 на весь объем проходки при суммарной мощности электродвигателей 216,5 кВт.

216,5 кВт 18 час. 0,8 0,85 руб. 11 мес. 30 дн. = 874 тыс. руб.

Результаты технико-экономического сравнения вариантов техноло гии проведения конвейерного штрека № 08 сведены в табл. 1.

Таблица Комбайно Буро вый № Наименование Ед. взрывной способ +, п/п показателей изм. способ проходки проходки (КП-21) Протяженность конвейерного 1. м 2600 2600 +- штрека № 2. Срок прохождения выработки мес 17 11 - Затраты на прохождение вы- тыс. 3. 25654 работки руб. В т.ч.:

- амортизация забойного обо- тыс.

2434 1760 - рудования руб.

тыс.

- электроэнергия 1105 874 - руб.

Стоимость проведения 1 п.м. тыс. 4. 9,867 7, конвейерного штрека № 08 руб. 2, Сумма экономии на условно тыс. постоянных расходах за счет 5. 6510 руб. сокращения сроков проходки Из полученных результатов можно сделать вывод о предпочтитель ности комбайнового способа проходки:

1) снижаются сроки прохождения выработки с 17 до 11 месяцев;

2) своевременно подготавливается качественный очистной фронт;

3) затраты на прохождение конвейерного штрека № 08 (2600 м) сни жаются с 25 654 тыс.руб. до 18 860 тыс.руб. (- 6794 тыс.руб.);

4) срок окупаемости комбайна КП-21 составит:

9300 тыс.руб. : 6794 тыс.руб. х 11 мес. : 12 = 1 год 3 мес.

Литература 1. Привалов А.А., Розенбаум М.А. Воспроизводство очистного фрон та на шахтах Российского Донбасса// Изв. вузов. Сев.-Кавк. регион. Техн.

науки. – 2003. – Прил. № 2.

УДК 621.281(06) НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ АНКЕРНОЙ КРЕПИ НА ОСНОВЕ МИНЕРАЛЬНЫХ ВЯЖУЩИХ И.А. Мартыненко, И.А. Голубева, Ж.А. Минакова ШИ (ф) ЮРГТУ (НПИ), г. Шахты Рассмотрены зависимости несущей способности железо бетонной анкерной крепи от различных факторов на основе ана лиза экспериментальных данных.

Анкерная крепь состоит из системы армирующих элементов, закреп ляемых в скважинах, пробуренных по контуру выработки, которые пред назначены для предотвращения обрушения ослабляемых пород за счет их скрепления и подвески к устойчивой части породного массива.

Ее применение позволяет повысить сопротивление сдвигу слоев пород относительно друг друга, создать грузонесущую конструкцию в виде пород ной армированной балки или арки, защемленной между двумя опорами.

В породах любой прочности наиболее высокую несущую способ ность и прочность закрепления обеспечивают железобетонные анкеры, со стоящие из штанг, изготовляемых из арматурной стали периодического профиля и закрепляемых по всей глубине цементно-песчаным раствором.

Они воспринимают поперечные смещения породы, так как их армирующие стрежни омоноличены с породой по всей длине шпура.

Известно, что расчет параметров крепи выработок следует произво дить в зависимости от горно-геологических условий, вредных воздействий очистных и других выработок, а также с учетом схем организации и мето дов производства работ.

В качестве основных расчетных данных для выбора параметров ан керной крепи принимаются:

– условия проходки, охраны и поддержания;

– расчетная глубина расположения от поверхности;

– тип строения пород кровли;

– класс устойчивости пород непосредственной кровли;

– расчетное сопротивление пород кровли на сжатие;

– расчетная несущая способность анкеров.

Основные расчетные данные определяются в соответствии с требо ваниями СНИП и «Инструкции по расчету и применению анкерной крепи на угольных шахтах России».

Несущая способность железобетонных анкеров зависит от разновидности марки цемента;

цементно-песчаного и водоцементного отношения, времени твердения цементного раствора, размеров стержней и скважин, а также от сопротивления арматурного стрежня разрыву, прочности его закрепления в затвердевшем растворе, сопротивления крепления в затвердевшем растворе, сопротивления сдвигу относительно стенок шпура.

При выборе величины несущей способности железобетонного анкера следует прочность его закрепления принимать в соответствии со справоч ными данными из условия прочности на разрыв табл. 1, выполняя условие 2 Р3, p где: Рз – несущая способность анкера;

р – предел прочности на разрыв;

d – диаметр стержня.

Таблица Основные физико-механические свойства стали Расчетная несущая способность металлического стержня растяже Номиналь- Площадь Масса 1 м нию, кН, в зависимости от его ный диаметр сечения стержня, диаметра и марки стали стержня, стержня, кг AIII (Ст.

мм см AII (Ст. 5, AI (Ст. 3) 1872С, 18Г2С) 25Г2С) 16 2,01 1,578 42,2 54,3 68, 18 2,54 2,00 53,3 68,6 86, 20 3,14 2,466 65,9 84,8 106, 22 3,80 2,984 79,8 102,6 129, 24 4,52 3,551 94,9 122,0 153, Для определения удельного сцепления стержней с цементным кам нем в зависимости от времени его твердения были произведены испытания анкеров, установленных в формах, имитирующих породный массив. Фор мы имели диаметр 500 мм, изготавливались из бетона класса В25. Испыта нию на выдергивание подвергались анкеры, изготовленные из арматурной стали А11 периодического профиля, диаметром 16-24 мм и закрепленные цементно-песчаным раствором с глубиной заделки от 150 до 600 мм в шпурах диаметром 42 мм.

В качестве вяжущего применялась специальная строительная смесь на основе быстрорасширяющегося цемента, разработанная учеными Рос товского государственного строительного университета. Вытягивание стержней из цементного камня осуществлялась с помощью специального приспособления на прессе. Результаты испытаний занесены в табл. Таблица Несущая способность анкеров из условия прочности закрепления стержня Несущая способность анкера из условия прочности Глубина закрепления стержня, кН, при диаметре стержня, мм заделки 16 18 20 22 150 80 90 100 110 300 130 140 160 170 450 170 190 210 230 600 210 240 260 290 Примечание: Несущая способность анкеров со стержнем диаметром 22 мм при запол нении шпура через 8 часов составляет не менее 110 кН, через 10 суток – 170 кН, в возрас те 28 суток 285 кН и более.

В результате испытаний было установлено:

– характеристика изменения нагрузки при вытягивании стержня пе риодического профиля из цементного камня имеет резко выраженный мак симум. В начале испытаний нагрузка резко возрастала, затем монотонно падала до нуля;

– процесс разрушения протекает в тонком слое вокруг металличе ского стержня, от поверхности вглубь массива;

– при достижении смещений анкера на 2/3 первоначальной глубины заделки он полностью теряет свою несущую способность.

Условия сдвига анкера относительно стенок шпура получены на ос нове анализа экспериментальных данных и приведены в табл. Таблица Расчетная несущая способность анкера из условия его сдвига относительно стенок шпура Расчетная несущая способность анкера из условия его сдвига относительно стенок шпура, кН Глубина при типе пород заделки песчанистый глинистый известняк песчаник уголь сланец сланец 150 90 130 1500 120 300 130 170 190 150 450 170 220 220 180 600 220 279 270 200 Величина зазора стержня анкера и цементного раствора должна быть не менее 5-10 мм для наилучшего сцепления.

Существует предел глубины заделки стержня, превышение которого не приводит к росту его несущей способности. Величина этого предела прямо пропорциональна диаметру стержня анкера и зависит от модуля де формации материала анкера и массива пород Е ст Lз Dст, Е порд где Lз – длина замка анкера;

Ест, Епор – модуль упругости при сдвиге соответственно материала стержня и массива пород;

Dст – диаметр стержня.

Разрушение замка вблизи анкера имеет характер предельного де формирования материала рис.1.

Рис. 1. График зависимости смещения анкера от осевого усилия Установлено, что отношение остаточной несущей способности к ве личине усилия срыва анкера составляет в среднем 0,72, т.е., если разруше ния затрагивают не всю глубину заделки, то несущая способность анкера не падает до нуля, а составляет 70% от первоначальной.

УДК 622.28 (06) ВЛИЯНИЕ ТАМПОНАЖА ЗАКРЕПНОГО ПРОСТРАНСТВА НА ПОВЫШЕНИЕ УСТОЙЧИВОСТИ ГОРНЫХ ВЫРАБОТОК И.И. Мартыненко, Ж.А. Минакова, И.А. Голубева, И.Н. Шиповская ШИ (ф) ЮРГТУ (НПИ), г. Шахты Проведены результаты оценки степени влияния тампона жа закрепного пространства на устойчивость горных вырабо ток, графики смещений горных пород кровли выработки при пер вом и повторном ее использовании, уравнения зависимости сме щений пород кровли от расстояния до очистного забоя.

Опыт работы шахт Восточного Донбасса свидетельствует о том, что для обеспечения нормального эксплуатационного состояния горных выра боток, поддерживаемых в сложных горно-геологических условиях для по вторного использования, необходимо применять специальные меры по по вышению их устойчивости. Одним из таких мероприятий является тампо наж закрепного пространства твердеющим раствором. При данном способе образуется крепь, состоящая из металлических рам, омоноличенных желе зобетонных затяжек, тампонажного слоя и упрочненных тампонажным раствором приконтурных пород. Несущая способность конструкции со ставляет 2,5 – 3,0 МН, что в 10 раз превышает несущую способность ароч ной крепи [1]. Другим способом повышения устойчивости горных вырабо ток, широко применяемым на шахтах региона, является анкерование при контурного массива пород. Однако в ряде случаев этот вид упрочнения не дает достаточного эффекта повышения устойчивости выработок (напри мер, при данном виде упрочнения, завалы при проведении штреков № ш. «Юбилейная», № 1015 ш. «Майская» и др.).

Для оценки степени влияния тампонажа закрепного пространства, выполненного как самостоятельно, так и в сочетании с анкерным укрепле нием пород кровли, на устойчивость горной выработки при бесцеликовой выемке на шахте им. Октябрьской революции были проведены экспери ментальные работы.

В штреке № 120 были подготовлены 3 опытных участка протяжен ностью по 25 м каждый. Штрек проходился по пласту kв5 мощностью 1,0 – 1,2 м с углом падения 80, со смешанной подрывкой боковых пород, кре пился металлический податливой арочной крепью АП – II,2. Шаг установ ки рам – 0,9 м.

Непосредственная кровля пласта представлена песчаными сланцами средней устойчивости с коэффициентом крепости f = 6, мощностью 5 – м. Основная кровля – труднообрушающийся песчаник (f = 9), мощностью 5 м.

Почва пласта – песчаный сланец (f = 5,0 – 6,0) мощностью – 7 м, не склонной к пучению. При первом использовании (в качестве транспортного) горная выра ботка охранялась бутовой полосой шириной 6 м и кострами из накатника.

Заполнение закрепного пространства производилось цементно песчаным раствором состава 1:3:2 (Ц:П:В) на опытных участках № 1 и № – только над верхняками крепи, то есть сводовой части выработки, а на участке № 3 – полное с оставлением доступа к пласту с верхней стороны.

В качестве тампонажного оборудования применялись растворонасос СО – 49 и смеситель индивидуального изготовления вместимостью 0,3 м3.

Оборудование размещалось на почве выработки в нише. Работы по подго товке тампонажных участков и загрузке смесителя производились вручную.

На опытных и одном контрольном (базовом) участках в их средней части были оборудованы замерные станции в двух сечениях на расстоянии 5 м (4,6 – 5,3 м) друг от друга. На каждой замерной станции в одном сече нии закладывались две пары (кровля – почва, бок – бок) контурных и глубинных репера, в другом сечении – только две пары контурных репе ров. Глубинные реперы устанавливались через 1,0 м в шпуре, пробуренном на глубину 4,0 м в кровлю выработки. До установки глубинных реперов шпуры использовались для оценки трещиноватости пород с помощью оп тического прибора РВП – 451. Контроль качества тампонажных работ осуществлялся по выбуренным кернам затампонированного массива.

Относительные деформации пород между реперами в шпуре измерялись штангенциркулем с точностью до ±0,1 мм, а смещения между парами противо положных контурных реперов – рулеткой ВНИМИ с точностью до ± 1мм.

Все визуальные наблюдения и измерения проводились с частотой, соответствующей интенсивности проявлений горного давления, т.е. с уве личением частоты измерений от 1 – 2 раз в месяц вне зоны влияния очист ных работ, до 8 – 10 раз в месяц в зоне влияния очистных работ. В это же время осуществлялся визуальный осмотр состояния крепи и учет всех ви дов деформаций на опытных и контрольных участках.

Исследования показали, что до начала влияния очистных работ сме щений вмещающих выработку пород не наблюдалось. На контрольном участке рамы не были нагружены. По всей глубине четырехметрового шпура было 2 трещины, а их раскрытие не превышало 1,0 мм. На опытных участках в шпурах было зафиксировано по 3 трещины, а их раскрытие не более 1,5 мм.

Смещение пород кровли были зафиксированы при приближении очистного забоя к замерным станциям контрольного участка на расстоянии 21 м, опытных участков – на расстоянии 15 м.

По результатам наблюдений построен график смещений пород кров ли горной выработки при первом использовании (рис.1), получено уравне ние зависимости смещений пород кровли от расстояния до лавы:

y = – 0,01672Х2 + 3,6623Х + 38,141;

R2 = 0,9846.

На рисунке 2 представлен график смещений пород кровли при по вторном использовании штрека № 121, уравнение зависимости которого y = 0,1469Х2 + 11,203Х + 437,94;

R2 = 0,973.

имеет вид:

- Смещения пород кровли, мм -40 -20 0 20 40 60 80 Расстояние до очистного забоя, м Рис.1. График смещения пород кровли при первом использовании штрека № ш. им. Октябрьской революции Смещение пород кровли, мм -50 -40 -30 -20 -10 0 10 Расстояние до очистного забоя, м Рис.2. График смещения пород кровли при повторном использовании штрека № 121 ш. им. Октябрьской революции На контрольном участке смещения кровли на линии очистного забоя составили в среднем по двум замерным станциям 80 мм (100%). Заполне ние закрепного пространства в сочетании с анкерованием кровли снизило их на 40 %, без анкерования – на 36% и 46% (соответственно при заполне нии над верхняком и со стороны нижнего бока).

На всех участках наибольшие приращения смещений наблюдались в ин тервале 0 – 20 м за лавой. Однако, на затампонированных участках без анкерова ния они были на 26%, а с анкерованием – на 33% меньше, чем на контрольном.

При удалении очистного забоя от замерных станций на расстояние более 60 м смещения пород стали затухать на всех участках. Так в интерва ле 80 – 100 м за лавой приращения смещений составили: на контрольном участке – 5 мм, на опытных участках №№ 1,2,3 – 5,3 и 4 мм соответственно.

Смещения кровли на контрольном участке на расстоянии 100 м за лавой составили в среднем по двум замерным станциям 352 мм. Заполнение сводовой части закрепного пространства в сочетании с анкерованием кровли уменьшило их величину на 32%, без анкерования – на 25%;

полное заполнение – на 32%.

В зоне интенсивных смещений наблюдались деформации крепи: из гиб, скручивание верхняков, раскрытие корыта спецпрофиля, срывание га ек с хомутов, изгиб и разрыв межрамных распорок. Количество деформи рованных рам, подлежащих замене, составило 75% на контрольном участ ке, 11%, 7%, 11% – на опытных участках №1, №2, и № 3 соответственно.

Проведенные исследования позволяют сделать следующие выводы:

- в горно-геологических условиях, характеризующихся наличием в основной кровле пласта труднообрушающихся песчаников, в непосредст венной кровле – песчаных сланцев средней устойчивости небольшой мощ ности (4 – 6 м), а в почве – пород, не склонных к пучению, наибольшее снижающее конвергенцию действие имеет полный тампонаж, а также за полнение сводовой части закрепного пространства, произведенное совме стно с анкерным укреплением кровли;

- снижение затрат на поддержание выемочных выработок при бесце ликовой охране может быть достигнуто применением заполнения сводовой части закрепного пространства твердеющим материалом.

Литература 1. Очиченко В.А. Перспективы развития нетрадиционных способов поддержания выработок. // Уголь Украины. - 1987, - № 12, С. 3 – 4.

УДК 622.268.8.002.2:65.011. ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ АНКЕРНОЙ КРЕПИ В КАМЕРАХ И НА СОПРЯЖЕНИЯХ ПОДГОТОВИТЕЛЬНЫХ ВЫРАБОТОК И.И. Мартыненко, А.В. Савин, И.А. Голубева, Т.Г. Захарова ШИ (ф) ЮРГТУ (НПИ), г. Шахты Отмечены недостатки проходки сопряжений подготови тельных выработок и камер шириной 8-12 м с использованием подпорной крепи. Описана технология сооружения камеры ши риной 11,8 м с применением анкерной крепи. Освещены методика и результаты шахтных исследований проявлений горного давле ния в этой камере. Приведены экономические показатели со оружения сопряжений подготовительных выработок и камер шириной 8-12 м.

На шахтах Российского Донбасса камеры и сопряжения подготови тельных выработок сооружаются буровзрывным способом с применением подпорной (первый вариант технологии) или анкерной (второй вариант технологии) крепей.

При первом варианте технологии в выработках глубокого заложения (800-1100 м) устанавливается металлическая трёхзвенная крепь типа КА ПЭ, а в камерах и на сопряжениях, расположенных на глубине менее 800 м, возводится крепь, состоящая, как правило, из прямолинейных со ставных металлических верхняков и металлических или сборных бетонных опорных конструкций. Сооружение камер и сопряжений с применением под порной крепи характеризуется высокой стоимостью объектов (50-70 тыс.

руб./м);

низкими производительностью труда проходчиков (0,17-0,25 м3 выра ботки в свету/чел.-смену) и темпами проходки (160-240 м3 выработки в све ту/мес.;

при площади поперечного сечения камеры 40 м2 – 4-6 м/мес.). Возве дение подпорной крепи (включая доставку крепёжных материалов) является весьма трудоёмким процессом, не отвечающим современным требованиям геотехнологии (из-за наличия пустот над верхняками крепь не взаимодейству ет с породным массивом, не препятствует его расслоению, не работоспособна при динамическом воздействии обрушающихся пород).

При втором варианте технологии параметры анкерной крепи камер и сопряжений с расчётной шириной до 8 м принимаются в соответствии с Инструкцией [1]. Ввиду того, что действие данной Инструкции не распро страняется на камеры и сопряжения с расчётной шириной 8 м и более, со оружение таких объектов осуществляется на основе рекомендаций ОАО «ШахтНИУИ», предусматривающих оптимизацию первоначально приня тых параметров анкерной крепи по результатам систематического контро ля смещений, расслоений пород и натяжения анкеров. Вследствие отсутст вия других инструктивных и нормативных документов, содержащих мето дику расчёта анкерной крепи камер и сопряжений, оценочное (предвари тельное) определение удельной несущей способности анкерной крепи про изводится по Инструкции [1] с использованием метода экстраполяции таб личных данных. Табличное значение данного параметра уточняется по ре зультатам исследования структуры и состояния пород в окрестностях со оружаемой выработки. Длина анкеров принимается исходя из опыта под держания камер и сопряжений в аналогичных условиях.

Второй вариант технологии рассмотрим на примере сооружения ка меры подъёмной машины Ц 2,52,0 (камеры ПМ) бремсберга № 02 шахты «Ростовская» ОАО «Гуковуголь».

Выработка пройдена буровзрывным способом по пласту i31-Н мощно стью 1,0 м с присечкой пород его почвы. Угол падения пласта и вмещающих пород – 15°. Глубина выработки от земной поверхности составляет 200 м.


Непосредственная кровля пласта i31-Н представлена слаботрещинова тым (1-3 тр./м2) песчаным сланцем мощностью 12 м и прочностью на од ноосное сжатие 50-70 МПа. По данным геологического прогноза и опыта ведения работ по пласту i31-Н непосредственная кровля классифицируется как устойчивая. Водовыделения из кровли не наблюдаются.

Подстилает пласт i31-Н слой углисто-глинистого сланца мощностью 0,2-0,3 м и прочностью на одноосное сжатие 40-50 МПа, ниже которого за легает слагающий непосредственную почву пласта глинистый сланец мощностью 1,5 м и прочностью на одноосное сжатие 40-60 МПа.

Основная почва пласта сложена песчаным сланцем мощностью 20,0 25,0 м и прочностью на одноосное сжатие 50-70 МПа.

Сооружение камеры ПМ осуществлено поэтапно (см. рис. 1 и 2):

I этап – проведение и крепление камеры ПМ сечением бремсберга № 02;

II этап – расширение камеры ПМ (восточной стороны) на 1,2 м и крепление анкерами кровли и пласта в её восточном боку;

III этап – расширение камеры ПМ (западной стороны) на 6,4 м и кре пление анкерами кровли и пласта в её западном боку IV этап – расширение камеры ПМ по почве в позициях I и II;

V этап – расширение камеры ПМ по почве в позиции III;

VI этап – проведение водоотливной траншеи для стока воды из кот лована подъёмной машины;

VIII этап – сооружение котлована под фундамент подъёмной машины;

VIII этап – укладка бетона в фундамент подъёмной машины;

Рис. 1. Схема сооружения камеры ПМ бремсберга № 02 шахты «Ростовская» (продольный разрез) IX этап – установка монтажной балки из двутавра № 45;

X этап – укладка двух металлических труб диаметром 8 дюймов в водоотливную траншею для обеспечения стока воды из приямков фунда мента подъёмной машины;

XI этап – обратная засыпка водоотливной траншеи;

XII этап – устройство водоотливной канавки;

XIII этап – настилка рельсового пути;

XIV этап – монтаж оборудования.

В качестве забойного оборудования использовались: скреперная ус тановка на базе лебёдки ЛС-55 – для погрузки взорванной породы на скребковый конвейер СП-202;

колонковое сверло ЭБГП-1 - для бурения шпуров по забою;

перфораторы ПТ-48 – для бурения шпуров и установки анкеров в кровлю камеры ПМ.

Для крепления кровли выработки применены сталеполимерные ан керы типа АСГ1 длиной 2,0 м, номинальным диаметром 22 мм, с типоразмером резьбы на концах М24. Каждый анкер закреплён в шпуре диаметром 30 мм с помощью двух ампул типа АП1-330У (размещаемой первой от дна шпура) и АП1-470 (размещаемой второй от дна шпура).

Бурение шпуров под анкеры и собственно их установка произведены с использованием перфоратора ПТ-48. Схема расположения анкеров – по квадратной сетке 0,5х0,5 м. В качестве опорных элементов использованы металлические плитки размером 1501508 мм, а в качестве податливых элементов – сферические опорные пластины типа АСГ1.004. На большинстве анкеров между опорными пластинами и гайками установлены металлические шайбы толщиной 6 мм. Анкерование кровли осуществлено без её затяжки (из-за нарушения сварки металлических решёток при взрывных работах их установка в кровлю была прекращена).

Рис. 2. Схема сооружения камеры ПМ бремсберга № 02 шахты «Ростовская»

(сечение А-А см. рис. 1) Бока камеры ПМ закреплены распорнозамковыми анкерами типа АШ-1 длиной 2,0 м. Анкеры установлены в пласт по два в ряду с шагом 1,0 м.

В качестве затяжки пласта в боках применены металлические решётки разме ром 1,00,5 м, а в качестве опорных элементов – металлические плитки разме ром 1501508 мм. Породная часть боков выработки не закреплена.

Обследования камеры ПМ в период её сооружения (при первона чально принятых параметрах анкерной крепи) показали следующее.

Визуальный осмотр породных обнажений и крепи выявил отсутствие признаков опасных проявлений горного давления («обыгрывание» анке ров, коржение, заколообразовоние и др.). Однако имела место неполная комплектация 15% установленных в кровлю анкеров (отсутствовали шай бы между гайками и сферическими опорами). На поверхности кровли ка меры ПМ наблюдался конденсат воды.

Состояние приконтурного массива, слагающего кровлю камеры ПМ, определялось осмотром стенок шпуров длиной 3,5 м и диаметром 43 мм оптическим прибором типа РВП457. Прибор предназначен для исследова ний и контроля структуры и состояния горных пород в окрестностях гор ных выработок с целью прогноза опасных проявлений геомеханических процессов. Он позволяет определять наличие и местоположение по длине шпура трещин расслоения и других ослабленных контактов (прослои, про пластки, зеркала скольжения) в кровле и боках, а также их раскрытие в диапазоне от 0,1 до 15,0 мм.

На основании осмотра стенок восьми шпуров, пробуренных в поро ды кровли камеры ПМ вдоль её геометрических осей (в плане) с интерва лом 3-4 м, установлено, что на удалении от контура выработки в пределах 0,07-2,40 м трещины расслоения отсутствовали. В центральной части ка меры ПМ в породах кровли на расстоянии 2,4 м от её контура была зафик сирована трещина расслоения с раскрытием 0,1 мм. С течением времени (август-сентябрь 2003 г.) отмечалось увеличение раскрытия данной тре щины до 0,3-0,4 мм. Кроме того, техническая эндоскопия массива выявила наличие трещин расслоения с раскрытием 0,3-0,5 мм в породах кровли на расстоянии 0,04-0,07м от её контура. Также было установлено, что непо средственная кровля пласта в пределах осмотренной толщи пород пред ставлена однородным неувлажнённым песчаным сланцем.

Фактическая несущая способность анкерной крепи определена на трёх образцах с помощью гидравлического штанговыдёргивателя типа ВШГ- конструкции ВНИМИ. Результаты испытаний показаны на рисунке 3.

Как видно из рисунка 3, фактическая несущая способность анкеров (по критерию прочности закрепления анкерного стержня в шпуре) составляет кН, что в 1,2 раза превышает расчётное значение 130 кН данного параметра.

Исследования натяжения анкеров АСГ1 были проведены с помощью динамометрического ключа конструкции ДонУГИ с индикатором часового типа ИЧ-10. Они показали, что предварительное (начальное) значение дан ного показателя изменяется в пределах 5,5-26,3 кН (среднее - 16,6 кН) не зависимо от места расположения анкера в камере ПМ. С течением времени отмечался рост натяжения анкеров до 15,5-43,6 кН (среднее значение – 22,0 кН), установленных в кровлю в центральной части выработки.

Проведённые исследования позволили предложить следующие корректировки фактических параметров анкерной крепи:

– с целью предотвращения расслоения заанкерованной толщи пород подтянуть на всех анкерах гайки до создания осевого усилия не менее 40 кН;

– для повышения надёжности анкерной крепи доукомплектовать её металлическими шайбами, размещаемыми между податливым и опорным элементами;

– с целью сохранения неизменным пролёта камеры ПМ в течение всего срока её эксплуатации заанкеровать породную часть боков на высоте более 1,0 м от почвы выработки по сетке 1,21,2 м без установки затяжки;

– для предотвращения при длительном поддержании выработки от слоения сшитой короткими анкерами (2,0 м) породной плиты от вышерас положенного массива установить согласно новым техническим решениям ВНИМИ [2] два куста анкеров длиной 4,2 м в породы кровли в централь ной части камеры ПМ (как показано на рис. 4).

кН 0 1 2 3 4 5 6 7 8 мм Рис. 3. Деформационно-силовая характеристика анкера АСГ При таком дополнительном креплении в кровле камеры ПМ образу ются два пересекающихся породных столба, армированных длинными ан керами (4,2 м), создающих зону сжатия пород за контуром сшитой корот кими анкерами (2,0 м) двухметровой толщи, препятствующей её отслоению;

– с целью повышения безопасности горных работ организовать сис тематические (в течение первого года поддержания выработки – с частотой один раз в месяц, в последующие периоды – один раз в год) наблюдения за проявлениями горного давления на специально оборудованных замерных станциях.

Выполнение перечисленных мероприятий обеспечило устойчивое состояние камеры ПМ. Наблюдения, проведённые в период эксплуатации камеры ПМ (2004-2005 гг.), показали, что вследствие дилатансии пород произошло закрытие трещины расслоения, удалённой от контура кровли на 2,4 м, а также уменьшение до 0,2-0,3 мм раскрытия трещин расслоения, расположенных в 0,05-0,07 м от выработки. При этом нагрузка на анкер ную крепь не превысила расчётную. Данные факты свидетельствуют об эффективной работе анкерной крепи.

Рис. 4. Схема дополнительной установки двух кустов анкеров типа АСГ 2 длиной 4,2 м под металлические полосовые подхваты размером 26001506 мм в камере ПМ бремсберга № 02 шахты «Ростовская»

По аналогичной вышеописанной технологии на шахтах «Замчалов ская», «Ростовская» ОАО «Гуковуголь» и «Обуховская» ОАО «ШУ «Обу ховская» были сооружены и поддерживаются в эксплуатационном состоя нии 10 камер и сопряжений подготовительных выработок шириной 8-12 м.

Её применение позволило снизить стоимость сооружения выработок (до 20-30 тыс. руб./м);

повысить производительность труда проходчиков (до 0,40-0,50 м3 выработки в свету/чел.-смену) и темпы проходки (до 320 360 м3 выработки в свету/мес. при площади поперечного сечения 40 м2 – до 8-9 м/мес.).

Экономический эффект от внедрения данной технологии превысил 0,3 млрд. руб. в ценах 2004 г.

Литература 1. Инструкция по расчёту и применению анкерной крепи на уголь ных шахтах России. – СПб., 2000.

2. Поддержание горных выработок. – М.: Недра, 1995. – С.261-263.

УДК 622. ПРОБЛЕМЫ СТРОИТЕЛЬСТВА ПОДЗЕМНЫХ СООРУЖЕНИЙ В НЕУСТОЙЧИВЫХ ОСАДОЧНЫХ ГОРНЫХ ПОРОДАХ И ПУТИ ИХ РЕШЕНИЯ В.А. Дмитриенко, М.А. Бауэр ШИ (ф) ЮРГТУ (НПИ), г. Шахты В статье приводятся результаты исследований по разра ботке технологии строительства горных выработок в неустой чивых наносных породах без применения специальных способов.


Предложены варианты решений по модификации бетонов на основе обычных портландцементов.

Гражданское подземное строительство становится год от года все популярнее, подземное пространство городов осваивается возрастающими темпами. Это обусловлено острой нехваткой свободного пространства на земной поверхности для строительства объектов различного хозяйственно го назначения. Комплексная застройка подземного пространства крупных городов позволяет рационально использовать наземную территорию, а так же способствует повышению художественно-эстетических качеств город ской среды.

Однако строительство подземных сооружений неглубокого заложе ния сопровождается рядом трудностей, которые обусловлены низкой прочностью и неустойчивостью осадочных горных пород. Это является серьезным препятствием с точки зрения экономичности и безопасности строительства.

На сегодняшний день существуют и успешно применяются специ альные способы строительства подземных сооружений в условиях, где не возможно произвести выемку пород обычным способом, которые уже до казали свою эффективность. Однако они, несмотря на широкое примене ние, не лишены недостатков.

Основной проблемой строительства в наносах, является неустойчи вость обнажений горных пород. В этом случае при проходке обычным спо собом, обнажение пород зачастую возможно на глубину не более 25-30 см.

При указанных выше условиях (возможности продвигаться лишь очень короткими заходками – не более 25-30 см) необходимо применение такой технологии, которая может обеспечить быстрый набор прочности бетоном, причем речь идет о получении нормативных значений ее в сроки, измеряемые часами, а не сутками, как это традиционно оценивается в технологии быстротвердеющих бетонов.

Решению этой задачи посвящены исследования, выполняемые в на стоящее время на кафедре ППГСиСМ Шахтинского института ЮРГТУ (НПИ). Суть их сводится к разработке способов и средств, при которых возможно максимальное увеличение темпов строительства подземных со оружений, прежде всего в сложных горно-геологических условиях.

Для этого необходимо разработать:

- составы бетонов с высокой кинетикой набора прочности, подвиж ностью и длительным периодом живучести;

- конструкцию быстросъемной передвижной опалубки, с возможно стью установки и перемещения в призабойном пространстве нескольких ее секций;

- устройство для герметизации зазора между опалубкой и массивом пород в зоне забоя;

- методику проектирования несущей способности упрочняющейся во времени бетонной крепи в забойной зоне;

- технологию проведения и крепления выработок в сложных горно геологических условиях короткими заходками.

Первостепенной из перечисленных задач является увеличение скоро сти набора монолитной бетонной крепью требуемой прочности. Добиться этого можно за счет применения эффективных новых модификаторов и крентов (центров кристаллизации). Кроме этого, получив высокую проч ность бетона, можно уменьшить толщину монолитной бетонной крепи, вследствие чего сократить расход бетонной смеси и уменьшить площадь сечения подземного сооружения вчерне, что, естественно, повлечет за со бой уменьшение объемов извлекаемых пород.

Применение литого бетона позволяет добиться относительно высо кой плотности готовой крепи, но в этом случае возрастает расход цемента и возникает вопрос о герметичности опалубки. Выполненный к настояще му времени анализ позволяет констатировать, что имеющиеся конструкции переставных, сборно-разборных, передвижных и пневмоопалубок не впол не отвечают предъявляемым требованиям и нуждаются в доработке.

Добиться высокой удобоукладываемости, при которой бетонная смесь будет быстро набирать прочность и давать наименьшую осадку, возможно только с применением суперпластификаторов. Обладая способ ностью на 20-25% уменьшать водопотребность, они дают хорошую под вижность смеси (осадка конуса до 20 см) при очень малых концентрациях в бетоне – 0,1-1,2% от массы цемента.

Применение высокопрочных бетонов, включающих в свой состав суперпластификатор, повышает надежность и долговечность конструкций, причем себестоимость последних сокращается до 35% по сравнению с конструкциями, выполненными из обычных бетонов[1].

Существенную роль в сокращении сроков набора прочности бетона могут играть активные минеральные добавки из отходов производства, влия ние которых на кинетику гидратации также изучается на указанной выше ка федре.

Ранее для получения высокопрочных бетонов широко использовался отечественный суперпластификатор С-3, который обладает рядом положи тельных качеств, однако в настоящее время его применение ставится под во прос, так как в последние годы отмечается тенденция снижения его качества [2]. Кроме этого, в последнее время наблюдаются существенные отклоне ния характеристик портландцементов по сравнению с нормативными.

Так же необходимо устанавливать совместимость различных добавок друг с другом и с самим цементом.

В связи со всем выше сказанным, можно сделать вывод, что подхо дить к составлению рецептур бетонных смесей, применяемых в различных условиях, следует очень осторожно и обязательно учитывать максимальное число факторов, оказывающих влияние на качество будущей конструкции.

Таблица Результаты испытаний цементов Пластическая прочность, Начало Конец кПа, при времени твердения, Марка № час В/Ц, Завод изготовитель схваты- схваты % пп вания вания 1 2 3 4 Первомайский 1ч 4ч 1 500 26,3 0,15 0,96 7,32 38,1 162, 45 мин 30 мин г. Новороссийск Верхнебаканский 3ч 4ч 2 500 26,6 0,12 0,83 4,14 52,6 154, 30 мин 40 мин г. Новороссийск ОАО Новороссий- 5ч 6ч 3 500 27,7 0,07 0,4 1,56 37,3 66, 25 мин 25 мин скцемент ОАО Новороссий- 3ч 5ч 4 500 27,2 0,08 0,6 2,61 36,2 82, 15 мин 45 мин скцемент Серебряковский 2ч 6ч 5 500 25,7 0,09 0,7 4,46 32,2 81, 45 мин 45 мин г. Новомихайловка Серебряковский 3ч 7ч 6 400 26,5 0,07 0,53 2,28 40,3 86, 45 мин 00 мин г. Новомихайловка В связи с вышесказанным произведена оценка свойств различных цементов. Испытаны шесть видов цементов изготовленных на трех заво дах, результаты исследований приведены в табл. 1, а кинетика гидратации на рисунке 1.

.

Пластическая прочность, кПа 0 1 2 3 4 5 Время твердения, час Рис. 1 Кинетика гидратации цементов: 1 6 – номера испытаний Однако следует отметить, что добавка микрокремнезема существен но снижает подвижность бетонной смеси, а увеличение водоцементного отношения до получения литых смесей практически полностью исключает эффективность добавки. Поэтому требуется детальное исследование со вместного влияния добавок суперпластификаторов, крентов и ускорителей твердения на свойства бетонных смесей и бетона.

Заметим, что приступать к подбору состава бетонной крепи можно лишь после того, как будут детально изучены условия, в которых она бу дет эксплуатироваться. Для этого предварительно должны быть найдены значения всех параметров, оказывающих воздействие на работу крепи. В этом случае необходимо знать свойства и характеристики вмещающих горных пород, правильно анализировать их поведение при производстве строительных работ, чтобы учесть возможные нагрузки и правильно спро ектировать параметры крепи, в условиях изменяющейся ее несущей спо собности в призабойной зоне.

Для этих целей применяют чаще всего физическое моделирование.

Однако, оно сопряжено с достаточно большой погрешностью получаемых значений, большими финансовыми затратами и значительным временем выполнения исследования модели. Сегодня приоритет отдается исследова нию моделей, созданных при помощи специальных программных ком плексов [3]. С помощью компьютерного моделирования можно разрабаты вать сложные модели, при необходимости быстро вносить в них измене ния, эффективно исследовать. Таким образом значительно сокращаются затраты, связанные с проведением экспериментов, о чем свидетельствует ряд успешно выполненных на кафедре ППГСиСМ работ с применением программного комплекса "Лира-Windows".

Литература 1. Несветаев Г.В., Виноградова Е.В., Жильникова Т.Н. Иссле дование процессов структурообразования и перспективы получения сверх быстротвердеющих бетонов. Наука, техника и технология нового века. – Нальчик, 2003.

2. Несветаев Г.В., Чмель Г.В., Ужахов М.А. и др. Оценка эффектив ности суперпластификаторов. Бетон и железобетон в третьем тысячелетии:

Материалы 3-й межд. конф. Ростов-на- Дону: РГСУ, 2004.

3. Дмитриенко В.А., Дмитриенко Т.В. Применение программного комплекса «Лира-Windows» для решения геомеханических задач. Научно технические и социально-экономические проблемы Российского Донбасса:

материалы 49 научно-производственной региональной конференции. – Ростов-на-Дону: Изд-во СКНЦ ВШ, 2000. – 294 с.

УДК 622.257.1: 622. ЛИКВИДАЦИЯ ВОДОПРИТОКОВ В УСЛОВИЯХ РАЗВИТИЯ КАРСТА П.Н. Должиков Восточно-Украинский Национальный университет им. В. Даля, г. Луганск, Украина, А. А. Шубин ШИ (ф) ЮРГТУ (НПИ), г. Шахты Рассматривается горно-геологическая ситуация и приво дятся технические решения по ликвидации водопритока в рудник №1 Стебникского ГГХП «Полиминерал». Приведены рекоменда ции по изучению зон разуплотнений и карстровых пустот, по тампонажно-закладочным работам и тампонированию фильт рационного канала прорыва надсолевых вод.

Калийно-солевой пласт № 9 разрабатывается рудником № 1 Стеб никского ГГХП «Полиминерал» на глубине 60 м. На поверхности над пла стом находится автодорога «Стебник – Трускавец» и озеро «Болоння». По роды покровных отложений представлены глинами и суглинками и имеют мощность 5–7 м. Отложения гипсовоглинистой шляпы (ГГШ) представле ны загипсованными глинами с обломками песчаников или аргиллитов и имеют мощность 25–60 м. Предохранительный целик каинитовых солей имеет мощность 20–25 м. Все упомянутые породы характеризуются повы шенной влажностью и обводненностью.

В результате многолетней фильтрации поверхностных и подземных вод в ГГШ произошло образование зон разуплотнений, размывание "соля ного зеркала", формирование определенной системы карстовых полостей.

Причем, направление фильтрационного потока четко обусловлено углом падения пород ГГШ 5–12° с максимальным значением до 30°. Это привело к образованию системы фильтрационных каналов с ориентацией на северо запад. Скопление надсолевых вод в ГГШ в направлении выхода их в гор ные выработки рудника № 1 привело к прорыву вод в квершлаг 99 с деби том 1000 м3/сутки. Причем воды озера «Болоння» полностью ушли в руд ник с образованием карстового провала.

С целью изучения гидрогеомеханической ситуации в породах над пластом № 9 были проведены геофизические исследования методом гра виметрии по сетке 10x10 м2 на площади 260x400 м возле озера «Болоння».

Геофизические исследования позволили проследить развитие зон разуп лотнения как в плане, так в глубь, и тем самым провести картирование раз вития карстовых форм, как зон интенсивной фильтрации надсолевых вод в направлении горных выработок рудника.

Установлено, что над рудником имеется значительная водозаборная территория, откуда по фильтрационным каналам происходит инфильтра ция вод преимущественно в породах ГГШ в направлении северо-запада.

При этом преимущественно размыто "соляное зеркало". Размывание по верхности "соляного зеркала" по глубине достигает 3 м и имеет тенденцию увеличения. Разуплотнение пород ГГШ имеет значение 0,08–0,1x103 кг/м и достигает максимального значения 0,15х103 кг/м3 в северо-западной час ти на расстоянии от озера 300–400 м. Это свидетельствует об увеличении пористости глинистых пород на 5–10% и резком изменении их физико механических свойств. Следует отметить, что из анализа свойств зон разу плотнений вытекает, что основная зона, являющаяся главным фильтраци онным каналом, имеет тенденцию выклинивания в северной части план шета съемки, но граница выклинивания не изучена. Вместе с этим оконча тельно не изучен путь фильтрации надсолевых вод до места выхода в гор ную выработку.

Для локализации водопритока в рудник № 1 разработан проект и в настоящее время осуществляется постановка гидроизоляционной пере мычки в квершлаге. Цилиндрическая перемычка имеет специальную кон струкцию: диаметр составляет 4 м, а ее длина 13,85 м, внутри перемычки встроена труба диаметром 100 мм с патрубками для шпуров. Материал пе ремычки – бетон должен принять основную гидродинамическую нагрузку от солевых вод, которые поступают из фильтрационного канала прорыва.

Следует отметить, что канал прорыва надсолевых вод в настоящее время абсолютно не изучен. В квершлаг интенсивно вымывается мелкая фракция ГГШ, что уже привело к его "заиливанию" на расстоянии 50 м высотой слоя 0,1–1,2 м. Этот процесс свидетельствует о дальнейшей акти визации зон разуплотнения, образования карстовых полостей на контакте с соленосными породами, что может привести к образованию карстовых провалов с выходом на поверхность.

Таким образом, в сложившейся горно-геологической ситуации на руднике № 1 необходимо экстренное принятие мер по стабилизации гид рогеомеханических процессов. С этой целью предусмотрено выполнение специальных мероприятий изыскательского и технического характера:

- дальнейшее проведение геофизических исследований зон разуп лотнений методом гравиметрии на площади 520400 м2 в районе фильтра ции подземных вод к квершлагу на глубину до 200 м;

- бурение инженерно-геологической скважины в наиболее активной зоне разуплотнения с полным отбором керна и проведение полного ком плекса инженерно-геологических исследований по каждому образцу;

- завершение строительства перемычки в квершлаге;

- выполнение тампонажно-закладодочные работы в остаточном про странстве за перемычкой через тампонажную трубу путем заполнения пус тот материалом на основе хвостов обогащения;

- опрессовка перемычки путем нагнетания под высоким давлением раствора в заперемычное пространство;

- разбуривание тампонажно-закладочного материала до контакта с целиком и проведение нагнетания высокопластичного раствора с целью тампонирования фильтрационного канала прорыва надсолевых вод и час тично карстовой полости на контакте соленосной толщи пород.

Учитывая состояние зоны разуплотнения близкое к предельному, не обходимо укороченными рейсами (по 1 м) произвести 100-процентный от бор керна с наиболее полным описанием структурных и текстурных осо бенностей поинтервально. Бурение выполняется без промывочной жидко сти. Техническая характеристика инженерно-геологической скважины приведена в табл. 1. В зависимости от конкретной ситуации конструкция скважины может быть скорректирована. По глубине скважина должна пройти через "соляное зеркало" и войти в соленосные породы на 2–3 м.

Таблица Техническая характеристика скважины Интервал, Диаметр бурения, Диаметр труб, Расход труб, Отбор керна, м мм мм м % 0-6 152 146 6,5 6-26 132 127 20,5 26-46 112 108 20,5 46-67 93 89 21,5 Поднятый керн из скважины парафинируется, документируется и отправляется в лабораторию на полный комплекс инженерно-геологи ческих исследований. По полученным результатам строятся зависимости параметров от глубины и тщательно сопоставляются с данными геофизи ческих исследований.

В квершлаге устанавливается гидроизоляционная бетонно-метал лическая перемычка диаметром 4 м и длиной 13,85 м. В металлическом люке устанавливается и обваривается тампонажная труба диаметром 100 мм. В ликвидируемой части квершлага труба прикладывается на поро гах высотой 700 мм. Через 5 м в трубе делается щелевая перфорация в шахматном порядке, длина щели 10 см. Перед перемычкой или в ней на трубу устанавливается задвижка, монтаж осуществляется фланцевым со единением с резиновыми прокладками.

Для ликвидации остаточной части квершлага рекомендуется тампо нажно-закладочная смесь, состав которой на 1 м3 приведен в табл. 2.

Приготовление и нагнетание тампонажно-закладочной смеси осуще ствляется в квершлаге.

Таблица Состав тампонажно-закладочной смеси Состав смеси Ед. измерения Количество Хвосты обогащения 600 - кг Бентонит 20- кг Цемент 20- кг Рассолы 500 - л Исходные компоненты в мешках доставляются на тампонажный узел, который состоит из емкостей, насосов типа НБ-4 или НБ-32. Приго товление и нагнетание раствора осуществляется порциями по 3–4 м3.

По маркшейдерским данным рудника объем ликвидируемой части квершлага составит 250 м3. С учетом коэффициентов запаса и увеличения сечения квершлага наибольшее значение необходимого объема тампонаж но-закладочной смеси составляет 300 м3.

В результате проведения закладочных работ в квершлаге в некон тролируемом режиме возможно образование остаточных пустот. Поэтому следует выполнить их ликвидацию и опрессовку перемычки глинисто каустическо-гипановым раствором. Расчетные параметры опрессовки пе ремычки приведены в табл. 3.

После окончания работ по ликвидации квершлага и опрессовки пе ремычки производится наблюдение в течение 7–10 дней за поступлением воды в квершлаг и за изменением гидродинамических свойств массива по прилегающим скважинам. С целью локализации водопритока в горные вы работки рудника выполняется тампонаж фильтрационного канала прорыва надсолевых вод и некоторой части карстовых пустот в зоне «соляного зеркала».

Таблица Параметры опрессовки перемычки № Ед. изме Параметр Значение п.п. рения 1. Динамическое напряжение сдвига раствора 120- Па 2. Расстояние течения раствора 15- м 3. Среднее раскрытие трещины течения 100- мм 4. Давление нагнетания 4,0-5, мм м 5. Объем раствора Это позволит в значительной степени стабилизировать гидрогеоме ханическую ситуацию вокруг горных выработок рудника и, в особенности, вокруг квершлага.

Тампонажные работы предлагается провести из квершлага через скважину, пробуренную за перемычку до контакта с соленосными порода ми. Для этого необходимо буровой инструмент пропустить в тампонажную трубу и разбурить тампонажно-закладочный материал на всю длину квер шлага. Разбуривание массива необходимо провести осторожно в связи с наличием поворота квершлага и возможностью прорыва скопившихся над солевых вод. Для этого разрабатываются специальные меры безопасного ведения работ.

Состав тампонажного раствора (табл. 4) прошел испытания в лабора тории. Он является коррозионноустойчивым и показал наилучшие адгези онные свойства с соленосными породами.

Изоляционная завеса в водоносной зоне формируется нагнетанием тампонажного раствора без выхода его в горные выработки. Критические размеры изоляционной завесы определяются исходя из напора подземных вод, величины раскрытия фильтрационного канала и прочности тампонаж ного раствора.

Таблица Рецептура тампонажного раствора № п.п. Наименование компонента Ед. измерения Количество 1. Глина каолиновая кг 2 Каустический магнезит кг 3. Гипан кг 4. Рассолы л Исходя из этого, радиус течения тампонажного раствора можно оп ределить по формуле:

Pк R= 2 PT где = 3 – коэффициент запаса;

Рк - напор подземных вод;

PТ - допустимая пластическая прочность раствора;

- максимальная величина раскрытия фильтрационного канала.

Расчетное значение радиуса течения составляет:

3 0, 2 R= = 20 м.

2 0, Это значение хорошо согласуется с предполагаемой длиной фильт рационного канала. В зоне "соляного зеркала" раствор будет растекаться по карстовым полостям, раскрытие которых будет установлено по буре нию инженерно-геологической скважины и геофизическим исследованиям.

Проведение такого комплекса работ выполняется впервые, поэтому по результатам исследовательских работ возможна корректировка техно логических параметров. В этой связи работы следует считать опытно промышленными.



Pages:     | 1 ||
 





 
© 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.