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 |

«С.Г. Страданченко В.И. Сарычев И.И. Савин ТЕНОЛОГИИ ОТРАБОТКИ ОКОЛОСТВОЛЬНЫХ ЦЕЛИКОВ Новочеркасск ...»

-- [ Страница 2 ] --

10 – рельсовый путь После отработки камер по первой схеме (см. рис. 2.17, а) для последующего ведения закладочных работ исключается демон таж рельсового пути, так как на нем устанавливается пневмозак ладочный комплекс «Титан-1», а вторая схема легко адаптирует ся к закладке выработанного пространства камер с помощью пневмопровода от закладочной машины ПЗБ комплекса ПЗП. В качестве примера на рис. 2.18 приведены технологические схемы отработки выемочных участков парными камерами, закладка ко торых осуществляется комплексом «Титан-1». Достоинства и не достатки данных технологических схем аналогичны схемам с ре гулярным расположением камер;

существенным является отли чие в схемах вентиляции, при которых проветривание пары за кладочных и пары очистных камер производится обособленно.

Особенностью технологических схем выемки с расширением камер является двухстадийная отработка, которая заключается в формировании узкой камеры с одной установки комбайна и по следующем ее расширении до проектного сечения этим же или дополнительным комбайном. Расширение камер предопределяет увеличение полноты выемки и максимальное использование тех ники при исключении маневровых операций.

На рис. 2.19 представлены технологические схемы отработ ки тупиковыми камерами с последующим их расширением – с обрушением кровли (как базовая [63]) и с закладкой выработан ных пространств при использовании пневмозакладочной маши ны ПЗБ.

Схемы базируются на первоначальном проведении камеры на всю проектную длину, которая затем расширяется до необхо димых размеров тем же комбайном после перегона его к горло вине. Заключительным этапом является демонтаж оборудования и монтаж закладочного трубопровода. Данные варианты необхо димо применять при устойчивых кровлях, когда крепление осу ществляется на первой стадии анкерами, а на второй производит ся усиление крепи на основе гидростоек и деревянных стоек, ус танавливаемых в центре камеры под верхняки. Варианты наибо лее эффективны при двусторонней отработке запасов от цен трально сдвоенных участковых штреков, разделяющих подго тавливаемый участок на примерно равные части.

а) б) Рис. 2.18. Варианты технологических схем отработки парными каме рами с закладкой выработанных пространств:

а – при подготовке выемочного участка сдвоенными выработками;

б – при оконтуривании выемочного учас тка;

1 – откаточный штрек;

2 – вентиляционный штрек;

3 – закладочный массив;

4 – камера;

5 – участковые предохранительные целики;

6 – проходческий комбайн;

7 – ленточный конвейер;

8 – пневмозакладочный комплекс «Титан-1» с перегружателем;

9 – закладочный трубопровод с отклоняющимся патрубком а) б) Рнс. 2.19. Отработка тупиковыми камерами с их расширением прямым ходом с обрушением кровли (а) и с закладкой выработанных пространств (б):

1 – откаточный штрек;

2 – вентиляционный штрек;

3 – закладочный массив;

4 – камера;

5 – участковые предохранительные целики;

6 – проходческий комбайн;

7 – ленточный конвейер;

8 – пневмозакладочная машина типа ПЗБ;

9 – закладочный трубопровод с отклоняющимся патрубком;

10 – вентиляционный став;

11 – погашенная камера;

12 – перемычка Рис. 2.20. Двухкомбайновая отработка тупиковых камер с обрушением кровли (а) и с закладкой выработанных пространств (б):

1 – откаточный штрек;

2 – вентиляционный штрек;

3 – закладочный массив;

4 – камера;

5 – участковые предохранительные целики;

6 – проходческий комбайн;

7 – ленточный конвейер;

8 – пневмозакладочная машина типа ПЗБ;

9 – закладочный трубопровод с отклоняющимся патрубком;

10 – вентиляционный став;

11 – погашенная камера;

12 – перемычка Рис. 2.21. Отработка каме рами при их расширении обратным ходом с обрушением кровли (а) и с закладкой выработанных пространств (б):

1 – откаточный штрек;

2 – вентиляционный штрек;

3 – закладочный массив;

4 – камера;

5 – участковые предохранительные целики;

6 – проходческий комбайн;

7 – ленточный конвейер;

8 – пневмозакладочная машина типа ПЗБ;

9 – закладочный трубопровод с отклоняющимся патрубком;

10 – вентиляционный став;

11 – погашенная камера;

12 – перемычка Для увеличения скорости отработки участков и обеспечения высокой концентрации очистных работ необходимо использо вать технологические схемы на основе двухкомбайновой выем ки (рис. 2.20). Базовая схема (см. рис. 2.20, а) была разработана в работе [63]. Кроме того, быстрые темпы отработки камер и их последующей закладки позволяют значительно снизить потери в междукамерных целиках, расширить область применения камер ных систем на более глубокие горизонты, угли меньшей крепости и пучащие породы почвы.

Расширение камер при обратном ходе (рис. 2.21) – по чел ноковой схеме движения комбайна – предопределяет возмож ность проветривания выработок за счет общешахтной депрессии, что упрощает схему вентиляции и позволяет разрабатывать зага зованные угольные пласты, однако вентиляция закладываемой камеры, как и во всех случаях с расширением камер, производит ся нагнетательно вентиляторами местного проветривания.

Сущность схем заключается в том, что работа комбайна в расширенной части происходит без его перегона в начало каме ры. При обратном ходе производится сокращение конвейера и наращивание закладочного трубопровода. Исключение из цикла перегона комбайна предполагает более быстрые темпы погаше ния камер.

Необходимо отметить, что данные технологические схемы могут быть легко адаптированы к различным горно-геологи ческим условиям при изменении горношахтного оборудования, а производительность пневмозакладочных комплексов сопостави ма со скоростью ведения очистных работ в камерах. Минимум маневровых операций предопределяет самые высокие темпы вы емки полезного ископаемого.

2.3.3. Технологические схемы на базе камерно-столбовой системы разработки Основным преимуществом технологических схем при камерно-столбовых системах разработки является существенное сокращение потерь полезного ископаемого. Здесь так же, как и при камерных системах, возможны разные варианты ведения очистных работ, которые характеризуются своими схемами подготовки, транспортировки и проветривания. Так, вариант с разделением выемочных полей на блоки (рис. 2.22) позволяет со кратить отставание закладочных работ от очистных, обеспечивая снижение проявлений горного давления и увеличение полноты выемки в очистных камерах. При этом одним из главных пре имуществ является проветривание выработок за счет общешахт ной депрессии при повторно сохраняемой на границе с вырабо танным пространством выработки.

Технология ведения работ заключается в следующем: в про цессе отработки блоков формируется выработка со стороны не тронутого массива, которая повторно используется для провет ривания и транспортировки полезного ископаемого;

отработка междукамерного столба ведется косыми заходка-ми в сторону отработанного блока;

транспортировка угля откаточного штрека производится двумя самоходными вагонами;

закладка отра ботанного столба начинается только после нарезки новой каме ры. Максимум извлечения полезного ископаемого и сохранение выработки обеспечивается за счет своевременной закладки вы работанных пространств.

Варианты технологических схем отработки, представлен ные на рис. 2.23, обеспечивают эффективную доработку в около ствольных целиках приконтурных запасов небольших размеров, но с максимальной полнотой выемки. Сущность технологии за ключается в проведении на всю длину тупиковых камер и в по следующей отработке междукамерных столбов косыми односто ронними (см. рис. 2.23, а) или двухсторонними заходками (см.

рис. 2.23, б), крепление которых исключено. Выбор способа от работки целиков между камерами производится на основе устой чивости пород непосредственной кровли: при менее устойчивых породах рекомендуется применение односторонних заходок. По сле отработки столба производится закладка выработанного про странства.

Проветривание камер при ведении очистных и закладочных работ осуществляется вентиляторами местного проветривания.

Выемочные штреки проветриваются за счет общешахтной де прессии.

Рис. 2.22. Технологическая схема на базе камерно-столбовой системы разработки при разделении выемочных полей на блоки:

1 – откаточный штрек;

2 – вентиляционный штрек;

3 – закладочный массив;

4 – камера;

5 – заходка;

6 – участковые предохранительные целики;

7 – проходческий комбайн;

8 – ленточный конвейер;

9 – самоходный вагон;

10 – пневмозакладочная машина типа ПЗБ;

11 – закладочный трубопровод с отклоняющимся патрубком Рис. 2.23. Технологические схемы на базе камерно-столбовой системы разработки с односторонними (а) и двухсторонними (б) заходками:

1 – откаточный штрек;

2 – вентиляционный штрек;

3 – закладочный массив;

4 – камера;

5 – заходка;

6 – участковые предохранительные целики;

7 – проходческий комбайн;

8 – ленточный конвейер;

9 – вентиляционный став;

10 – пневмозакладочная машина типа ПЗБ;

11 – закладочный трубопровод с отклоняющимся патрубком Технологии на базе камерно-столбовых систем хотя и от личаются более низкими технико-экономическими показателями (за счет затрат времени на маневровые операции комбайна), но имеют большее распространение по горно-геологическим усло виям: они могут использоваться при более слабых углях, мень шей устойчивости боковых пород, большей глубине разработки.

В сочетании с закладкой выработанных пространств область применения этих технологий становится значительно шире.

2.3.4. Технологические схемы на базе системы разработки короткими столбами Технологические схемы отработки короткими столбами хо тя и требуют увеличенного объема горно-подготовительных ра бот, но позволяют производить выемку околоствольных цели ков с их разделением по падению-восстанию на выемочные участки больших размеров при повторном использовании вы емочных штреков. Кроме того, такие схемы также позволяют максимально сократить отставание закладочных работ от очист ных, предупреждая запредельные для охраняемых объектов сдвижения горных массивов.

Необходимо также отметить, что, как показывает опыт [52], по сравнению с камерными и камерно-столбовыми системами технологии, базирующиеся на системах короткими столбами, имеют большую область применения. Так, они могут быть ис пользованы при углях ниже средней крепости, относительно не устойчивых породах и разработке газоносных пластов. Если по следний фактор объясняется общешахтной схемой проветрива ния, то первые два обусловливаются тем, что погашение корот ких столбов производится заходками из узких нарезных вырабо ток, находящихся в целиках.

На основании классического варианта системы разработки короткими столбами для отработки околоствольных целиков предлагается две принципиальные технологические схемы веде ния очистных работ с закладкой выработанных пространств.

Первый вариант (рис. 2.24) – с погашением всех коротких стол бов – предлагается использовать при труднообрушающихся ус Рис. 2.24. Вариант технологической схемы с погашением всех коротких столбов:

1 – откаточный штрек;

2 – вентиляционный штрек;

3 – параллельный штрек;

4 – панельные штреки;

5 – закладочный массив;

6 – заходка;

7 – короткий столб;

8 – ограждающие целики;

9 – проходческий комбайн;

10 – ленточный конвейер;

11 – самоходный вагон;

12 – пневмо-закладочная машина типа ПЗБ;

13 – закладочный трубопровод с отклоняющимся патрубком Рис. 2.25. Вариант технологической схемы с погашением коротких столбов в шахматном порядке:

1 – откаточный штрек;

2 – вентиляционный штрек;

3 – параллельный штрек;

4 – панельные штреки;

5 – закладочный массив;

6 – заходка;

7 – короткий столб;

8 – ограждающие целики;

9 – проходческий комбайн;

10 – ленточный конвейер;

11 – самоходный вагон;

12 – пневмо-закладочная машина типа ПЗБ;

13 – закладочный трубопровод с отклоняющимся патрубком;

14 – неизвлекаемый короткий столб тойчивых породах основной кровли, склонных к зависанию на значительных расстояниях от фронта очистных работ. Для под держания пород непосредственной кровли оставляются ограж дающие целики угля – «кожа»;

между ними и неотработанными столбами ведутся закладочные работы.

При увеличении глубины залегания пласта или снижении устойчивости кровли возможно применение схемы с отработкой коротких столбов в шахматном порядке (рис. 2.25), когда неиз влекаемые короткие столбы выполняют функции опорных кон струкций, сдерживающих интенсивное разрушение кровли.

Таким образом, предложенные на основе систем разработки короткими столбами технологии позволяют расширить область применения технологических решений по отработке около ствольных целиков как на большие глубины, так и на трудно управляемые кровли.

2.4. Области рационального применения систем разработки короткими очистными забоями Выбор той или иной системы разработки короткими забоя ми, а также технологии очистных работ зависит от ряда горно геологических и горнотехнических факторов, к основным из ко торых следует отнести устойчивость пород кровли и склонность к пучению почвы пласта, прочностные свойства угля, глубина разработки, газоносность, мощность и угол падения пласта. Ми ровой опыт эксплуатации короткозабойных технологий для отра ботки угольных пластов в различных условиях, накопленный к настоящему времени, позволяет на основании классификацион ных признаков, характеризующих данные факторы, с высокой степенью корректности устанавливать рациональную область применения камерных, камерно-столбовых систем и систем ко роткими столбами.

С точки зрения устойчивости пород наибольшее распро странение имеет система разработки короткими столбами, так как их погашение производится с нарезных выработок небольшого сечения. При этом существенную роль имеет и сам способ пога шения коротких столбов. Так, например, наиболее эффективной в условиях неустойчивых и слабоустойчивых кровель является от работка столбов закрытыми заходками.

Камерная система позволяет обеспечить высокие технико экономические показатели в тех случаях, когда непосредственно над пластом залегают устойчивые и весьма устойчивые породы.

Это позволяет снизить потери угля за счет увеличения пролетов камер и уменьшения ширины междукамерных целиков. При ме нее устойчивых породах эффективность камерной системы сни жается.

Камерно-столбовую систему разработки обычно применяют при породах кровли средней устойчивости. Система предопреде ляет высокую эффективность очистных работ в тех случаях, ко гда отработка межкамерных столбов происходит без крепления кровли в заходках.

При склонности к пучению пород почвы применение корот козабойных технологий является затруднительным из-за наруше ния эксплуатации нарезных выработок. Эффективность в таких ситуациях напрямую зависит от темпов ведения очистных работ в камерах и погашения целиков. В то же время хорошие резуль таты могут быть получены при сокращении длины очистных вы работок и ширины междукамерных целиков.

Прочностные свойства угля в значительной степени предо пределяют размеры целиков. При низкой крепости углей камер ная и камерно-столбовая системы разработки, с одной стороны, являются малоэффективными ввиду больших размеров целиков или усложнения технологии работ, а с другой – небезопасными из-за интенсификации отжима и разрушения краевых частей це ликов. Более безопасные условия могут быть обеспечены при ис пользовании системы разработки короткими столбами.

Увеличение глубины разработки приводит к росту проявле ний горного давления, в результате чего усиливается напряжен ное состояние целиков. В таких условиях безопасность работ обеспечивается увеличением ширины целиков или уменьшением пролетов камер. Опыт разработки показывает, что системы раз работки короткими забоями целесообразно применять до опреде ленных глубин: камерную – до 250-300 м;

камерно-столбовую – до 500-600 м;

короткими столбами – 600-700 м.

Необходимо отметить, что как по условию прочности углей, так и по условию глубины системы разработки короткими забоя ми могут иметь большее распространение за счет изменения спо соба управления горным давлением, который должен сочетать поддержание кровли целиками и закладку выработанных про странств. При таком подходе данные факторы практически не ог раничивают область применения короткозабойных технологий.

К настоящему времени, при современном развитии техники, мощность пласта практически не является ограничивающим фак тором для распространения систем разработки короткими забоя ми. Однако, ввиду упрощения технологии очистных работ, наи лучшие показатели достигаются при разработке пластов с выни маемой мощностью от 0,9 до 4,5 м. К тому же, при таком диапа зоне целики имеют сравнительно высокую сопротивляемость на рушению, так как их прочность зависит также и отношения ши рины к высоте.

Анализ технических характеристик применяемого в корот ких забоях добычного и транспортного оборудования показывает, что эффективное ведение очистных работ при расположению ка мер по восстанию-падению ограничивается углом падения пласта 16-20°. При больших углах необходимо применять системы раз работки с диагональным расположением камер или с проведени ем камер по простиранию с диагональным расположением захо док при погашении междукамерных целиков.

Ввиду интенсивного выделения газа из обнаженных поверх ностей пласта, главным образом из боков выработок, системы разработки короткими забоями на пластах с большой газоносно стью применяют весьма редко. Снижение влияния газовыделений достигается только при использовании таких технологий, при ко торых осуществляется проветривание выработок за счет обще шахтной депрессии. На основании этого можно заключить, что ведение очистных работ в тупиковых забоях является весьма не безопасным. Наиболее благоприятной для разработки газоносных пластов является система коротких столбов, при которой объем добычи из глухих выработок не превышает, как правило, 15-20%.

Разработка короткими забоями сопровождается значитель ными эксплуатационными потерями угля (от 20-25 до 45-50%), что на пластах, склонных к самовозгоранию, создает опасность возникновения эндогенных пожаров. При камерно-столбовой системе и системе короткими столбами в выработанном про странстве остается часть угля в многочисленных целиках малых поперечных размеров, которые обладают небольшой несущей способностью и разрушаются при удалении очистного фронта, что характеризует данные системы как более пожароопасные, чем камерные системы, при которой остаются относительно ши рокие, устойчивые в течение длительного времени, целики.

Опыт отработки пластов, склонных к самовозгоранию, на шахтах Кузбасса и Челябинского бассейна, Черемховского и Бу качачинского месторождений России, угольных шахтах Чехии, Японии, Югославии, Польши позволил выявить ряд мероприя тий, обеспечивающих снижение пожароопасности применяемых короткозабойных технологий:

• вести отработку выемочных участков в сроки, меньшие ин кубационного периода самовозгорания угля;

• отработку вести в обратном порядке – от границ выемочных участков, панелей;

• максимально сокращать эксплуатационные потери угля;

• осуществлять своевременную и качественную изоляцию отра ботанных участков за счет оставления барьерных противопо жарных целиков или сооружения вентиляционных перемычек.

Наиболее эффективной мерой является закладка выработан ных пространств, позволяющая в максимальной степени сокра тить приведенные выше мероприятия.

На основании изложенного можно отметить, что системы разработки короткими забоями, особенно в совокупности с веде нием закладочных работ, для условий отработки околоствольных целиков на пластах пологого и наклонного падения практически не имеют ограничений по области применения, так как являются взаимозаменяемыми в различных горно-геологических и горно технических условиях.

! Краткие выводы по главе 1. Сформированы основные технологические, геомеханиче ские и геотехнические требования к отработке околоствольных целиков, выполнение которых невозможно при привлечении тра диционных столбовых систем разработки. Выявлено, что в наи больше степени требованиям частичной отработки околостволь ных целиков с элементами гармоничной выемки отвечают камер ные и камерно-столбовые системы, а также системы разработки короткими столбами. На основании анализа опыта применения данных систем выявлены их характерные особенности, макси мально удовлетворяющие условиям выемки целиков на периоде строительства и пуска шахты в эксплуатацию.

2. Установлено, что на стадии строительства и ввода шахты в эксплуатацию отработке подлежит только часть околоствольно го целика, ограниченная с внешних сторон его контуром, а внут ри границами предохранительных целиков, в пределах которых располагается комплекс выработок околоствольного двора с примыкающими к нему магистральными выработками. При со поставлении занимаемых целиками площадей выявлены крите рии для определения размеров участков отработки околостволь ных целиков.

3. Для определения размеров участков отработки построены номограммы, базирующиеся на зависимостях размеров предо хранительных и околоствольных целиков от глубины залегания и угла падения угольных пластов, и получены универсальные вы ражения, учитывающие взаимное расположение стволов, конфи гурацию выработок околоствольного двора, характеристики кровли по обрушаемости и податливость крепей. Сформирован алгоритм расчета.

4. На базе систем камерных, камерно-столбовых систем и систем короткими столбами предложены технологические схемы ведения очистных работ, позволяющие производить эффектив ную и безопасную отработку околоствольных целиков в различ ных горно-геологических и горнотехнических условиях. Отличи тельной особенностью большинства технологических решений является сочетание очистной выемки с пневматической заклад кой выработанных пространств, обеспечивающей максимальное снижение проявлений горного давления на вмещающие массивы пород и комплекс выработок околоствольного двора.

5. На основе анализа мирового опыта ведения очистных ра бот короткими забоями и технических характеристик применяе мого добычного и транспортного оборудования выявлены рацио нальные области применения технологических решений, учиты вающие такие факторы, как устойчивость пород кровли и склон ность к пучению почвы пласта, прочностные свойства угля, глу бина разработки, газоносность, мощность и угол падения пласта, склонность углей к самовозгоранию.

3. МОДЕЛИРОВАНИЕ ГЕОМЕХАНИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ПРИ ВЛИЯНИИ ОЧИСТНЫХ РАБОТ НА ШАХТНЫЕ СТВОЛЫ 3.1. Методы оценки влияния очистных работ на условия поддержания шахтных стволов Условия поддержания шахтных стволов определяются сово купностью горно-геологических и горнотехнических факторов, оценка которых производится в соответствии с категориями ус тойчивости, а показателем является критерий устойчивости ство ла С (табл. 3.1 [87]).

Таблица 3. Категории устойчивости шахтных стволов Категория Оценка состояния Критерий устойчивости устойчивости устойчивости ствола С I Устойчивое До II Среднеус тойчивое 3- III Неус тойчивое 6- IV Очень устойчивое Более При этом критерий устойчивости определяется по формуле:

k k выр k kt H р C=, (3.1) 26,3 + k Rc (5,25 + 0,0056k Rc ) где k – коэффициент, учитывающий взвешенное действие воды;

kвыр – коэффициент воздействия на ствол других выработок;

k – коэффициент, учитывающий напряженное состояние око лоствольного массива при влиянии очистных работ;

k t – коэффициент влияния времени на смещения пород;

Нр – расчетная глубина размещения выработки;

k – коэффициент влияния угла залегания пород;

Rc – расчетное сопротивление пород массива сжатию.

В связи с тем, что разработанные технологии ведения очи стных работ в пределах околоствольного целика ориентированы на сохранение целостности вмещающих пород, то условие со стояния вмещающего массива необходимо рассматривать как ус тойчивое, т.е. недеформирующееся. В такой ситуации основным показателем, предопределяющим (при идентичности условий за ложения ствола) отнесение поддержания ствола к конкретной ка тегории устойчивости, является коэффициент k. Данный коэф фициент учитывает влияние очистных работ в околоствольных целиках на шахтные стволы, характеризуя увеличение напряже ний в зоне опорного давления.

Метод [87] его определения основан на эксперименталь но-теоретической кривой распределения концентрации напряже ний впереди очистного забоя, а сам коэффициент рассчитывается с помощью интеграционных сеток – эллиптической и прямо угольной (рис. 3.1). Полуоси этих сеток находят на основании регламентированных границ предохранительных целиков [87].

Сетка разбивается на 32 ячейки, а в пределах сектора каждой зоне t i, соответствует свой коэффициент влияния Ti, возрастаю щий с приближением очистных работ к стволу. Суть метода сво дится к определению общего коэффициента влияния, учитываю щего попадание очистных работ в каждую из зон, в результате че го при использовании эмпирических функций определяется ко эффициент k, характеризующий влияние очистных работ на подрабатываемый ствол вдоль оси его заложения. Так, на основа нии примера расчета [87] для проектируемого ствола на глубине 750 м, подрабатываемого тремя лавами, было установлено, что влияние очистных работ распространяется на ±179 м по вертикали ствола.

а) б) Рис. 3.1. Интеграционные сетки (палетки) для расчета коэффициента увеличения напряжений в зоне опорного давления:

а – эллиптическая;

б – прямоугольная При всей простоте регламентированного метода определе ния влияния очистных работ на шахтные стволы в условиях не деформирующегося массива он не учитывает ни строения и структуры вмещающих пород, ни эксплуатируемых систем разра ботки и способов управления горным давлением и, вообще, адап тирован только к предварительной отработке целиков, располо женных под проектируемыми стволами.

Одной из главных задач при оценке влияния очистных работ при системах разработки короткими забоями является учет взаи модействия кровли пласта не только с краевой его частью, но и участковыми целиками угля и закладочным массивом.

Большая часть формул, предлагаемых для проведения таких исследований, основывается на предположении, что действую щее на целики давление равно весу всей толщи покрывающих пласт пород в пределах подрабатываемой площади. Примером расчета давления на полный вес пород является метод акад.

Л.Д. Шевякова [93]. Для расчета ширины целика в общем случае, т. е. для целика в форме столба, предложена формула AB A+ L b= (3.2) ц hц сж B n ср H ср H L где ср – средний удельный вес пород покрывающей толщи;

ц – средний удельный вес материала целика;

Нц – высота целика;

п – коэффициент запаса прочности.

Формула для расчета ленточных целиков получается из уравнения (3.2) при L. Шахтные и лабораторные исследова L 0,7 давление ния, а также расчеты показывают, что уже при H на целики можно находить по данной методике.

К этой же группе относится и расчетный метод, предло женный Грюнером:

SP + sp Rs, (3.3) где S и s – площадь горизонтального сечения столба горных по род, приходящегося на один целик, и площадь целика;

Р и р – ве са единицы площади покрывающих пласт пород и целика;

R – предел прочности породы опорного целика на сжатие.

Известен еще ряд формул, используемых в зарубежной практике [5, 84] и основанных на методе расчета на полный вес пород. В принципиальном отношении существенных отличий друг от друга они не имеют. Недостатком данного метода являет ся то, что он построен на предпосылке о равномерном распреде лении напряжений по поперечному сечению целика. Кроме то го, целики могут воспринимать полный вес пород только в цен тральной части отрабатываемого участка и лишь при достаточ но больших его размерах. В общем же случае, при увеличении глубины разработок, расчетная ширина целика, получаемая на основании рассмотренных методов, растет неограниченно. Дан ный метод расчета, к тому же, не позволяет учесть влияние струк туры целика, время, распределение давления на него, нерегуляр ность расположения целиков, взаимодействие кровли с закладоч ным массивом, жесткостные характеристики пород кровли.

Работа проф. В.Д. Слесарева [73] являлась одной из первых отечественных работ, в которой приведено обобщение методов расчета целиков, получены собственные оригинальные формулы.

Преимуществом является то, что в них учтены размеры отраба тываемого участка, а решение объемной задачи сведено через эк вивалентный пролет к плоской, учтено наличие податливых опор (слоя или целика). Для определения ширины междукамерного целика в форме стены им предложен ряд формул, основанный на теории предельного равновесия.

В методе расчета В.Д. Слесарева, в основу которого положен принцип «скользящей выработки», не учтены уменьшения пролетов слоев покрывающей толщи снизу вверх, а также нерегулярность расположения и строение целиков и их взаимодействия с порода ми почвы.

Проф. А.А. Борисовым дается наиболее емкое решение задачи взаимодействия целиков угля с боковыми породами [5], при этом рассчитываются такие параметры систем разработки короткими за боями, как: размеры камер, целиков и выемочных участков. Разра ботанные методы и расчетная схема, базирующиеся на теории плит и балок, предполагают нахождение предельного пролета основной кровли, в результате чего устанавливается ширина выемочного уча стка, в пределах которого регулярно располагаются камеры и цели ки угля. На основе условия совместности деформаций основной кровли и целиков им получены универсальные уравнения определе ния реактивного усилия в крайних и центральных целиках. При этом решение связано с аналогией работы балки, жестко защемлен ной на границах и опирающейся на упругие опоры.

Основной посылкой данного метода является совместность работы целиков угля в пределах участка и породного моста в кров ле, что и накладывает ограничение на его использование. Вместе с тем, разработанные расчетные схемы и полученные математиче ские формулы существенно расширили область применения мето дов прогнозирования параметров горных работ.

Однако широкий диапазон горно-геологических и горно технических условий требует учитывать при проведении исследо ваний влияния очистной выемки при системах разработки коротки ми забоями такие факторы, как: нерегулярность расположения це ликов;

наличие междукамерных и междуучастковых целиков раз личных размеров;

влияние соседних выемочных пространств;

мно гослойность не только как покрывающих, так подстилающих мас сивов (последние предполагают влияние процессов пучения);

развитие напряжений и деформаций в массивах под влиянием очистных работ, характеристики закладочного массива.

В связи с этим перспективным является применение универ сальных численных методов, например метода начальных пара метров. Применительно к расчету напряженно-деформирован ного состояния слоистых массивов вокруг очистных выработок этот метод получил развитие в работах ученых Тульского госу дарственного университета, в которых обоснована концепция стержневой аппроксимации породных слоев и крепи горных вы работок, реализованная на основе математической модели в виде системы уравнений, описывающих условия равновесия всех эле ментов системы стержней, совместности их перемещений и гра ничные условия. Наибольшие успехи в разработке данного мето да были достигнуты в работе [64], в которой обоснована обоб щенная расчетная схема (рис. 3.2) и разработана математиче ская модель расчета напряженно-деформированного состояния слоистого массива пород вокруг очистных выработок в матрич ной постановке с учетом контактного трения слоев и бокового распора.

Рис. 3.2. Обобщенная расчетная схема подрабатываемого слоистого массива пород При описании напряженно-деформированного состояния всей моделируемой области математическая модель представляется в виде системы двух матричных соотношений (3.4), в которой компонен тами базовых векторов {Rp }, {Sp} и {dSp} являются соответствую щие типовые векторы реакций связей и внешних сил. Аналогичным образом формируются все базовые матрицы данной системы.

} n nn [] [ ] [ ]{ } [En ] Fp [E0 ]{B0 + [En ] [Ft ] Fp 1 Dp R p = * p =1 p=1t = p nn [ ] [ ]{ } { }) ( [En ] [Ft ] Fp H p S p + dS p ;

p=1 t = p } p [ ][ ] (3.4) Tp Fp 1[Ft ][E0 ]{B0 + * t = p 1 p [ ][ ] [ ]{ } Tp Fp 1[Ft ][Fl ]1 [Dl ]{Rl } Ap R p = + t =l l = p1 p [ ][ ] ( } { }) [ ]{ } { }) (, F p 1 [Ft ][Fl ]1 [Hl ]{S p + dS p K p S p + dS p Tp t =l l = В результате решения системы линейных уравнений нахо дятся неизвестные компоненты вектора начальных параметров {}* B0 (силовых и кинематических факторов) и всех n векторов {} реакций вертикальных связей Rp.

{} * Далее вектор B0 на основании матричных соотношений граничных условий преобразуется в базовый вектор начальных {} параметров B0. Основной целью является определение на пряженно-деформированного состояния в любой точке моде лируемой области. Для этого, после подстановки найденных {}{} значений компонентов векторов B0 и Rp (при р = 1,2,3,..., j-1, j) в уравнение (3.5), получают искомые значения силовых {} и кинематических факторов, объединенные в векторе B j.

j jj jj [] [ ] [ ]{ } [ ] [ ]{ } { }) {} ( Fp {B0} + [F ] Fp 1 Dp Rp + [Ft ] Fp 1 Hp Sp + dSp. (3.5) Bj = t p=1 p=1t =p p =1t = p Для моделирования геомеханических процессов автором [64] было создано методическое обеспечение, включающее алго ритмы, пакеты прикладных программ, руководства подготовкой и вводом исходных данных, инструкции по оперативному управ лению алгоритмом исследований, а в результате проведенных численных экспериментов по моделированию проявлений горно го давления вокруг очистных выработок установлены законо мерности изменения напряженно-деформированного состояния геомеханических систем, включающих слоистые массивы пород и горнотехнические объекты камерных и камерно-столбовых сис тем разработки, бурошнековой выемки, с учетом изменения раз меров камер, целиков, выработанных пространств, средств креп ления, физико-механических характеристик пород, глубины ве дения горных работ, состава и строения кровли и почвы;

обосно ваны параметры систем разработки короткими забоями для раз личных условий отработки угольных пластов.

3.2. Обоснование расчетных схем Исследование влияния отработки целиков на шахтные ство лы осуществляется на основе моделирования геомеханических процессов, происходящих в подрабатываемом массиве впереди очистного фронта, основным проявлением которых является из менение опорного давления как в плоскости пласта угля, так и по оси ствола. При этом опорное давление оценивалось по пара метрам напряженного состояния пород.

Адаптация модели была произведена применительно к ре альным характеристикам массива горных пород, вмещающего угольный пласт k2, залегающий на глубине около 300 м в условиях шахты «Западная-Капитальная» АО «Ростовуголь» (рис. 3.3).

Рис. 3.3. Фрагмент стратиграфической колонки и характеристики пород и угля В соответствии с классификацией по управляемости породы кровли угольного пласта в данных условиях относятся к классу трудноуправляемых. На основании формулы (3.6), полученной по результатам производственно-экспериментальных исследова ний, определим шаг первой, генеральной осадки L1 основной кровли.

10 р mо.к LI = 3,5 (3.6) о.к где р – прочность пород основной кровли на разрыв (для песча ного сланца, представляющего основную кровлю, р = 8 МПа);

то.к – мощность основной кровли (то.к= 15,3 м);

о.к= 2,5 т/м3 – плотность породы основной кровли (песчаного сланца).

В результате расчета получим, что пролет основной кровли, при котором произойдет генеральное обрушение, будет равен 77,4 м. Такой пролет может быть взят за максимальный, исходя из условия раздавливания междукамерных целиков угля и отсут ствия закладочного массива.

Вторым критерием, который должен учитываться при моде лировании влияния очистных работ на напряженное состояние массива впереди забоя, является максимально возможный шаг ус тановившегося обрушения LII основной кровли (также при усло вии разрушения целиков и отсутствии закладки). В соответствии с рекомендациями LII = 20-30 м.

Необходимо отметить, что установленные параметры явля ются предельными при формировании расчетных схем для моде лирования. Если пролет LI отождествляет максимальные границы выемочных участков без обрушения кровли, то шаг обрушения LII предопределяет максимально возможное влияние зависающей над выработанным пространством консоли. Исходя из этого, бы ли сформированы две принципиальные схемы (рис. 3.4), на осно вании которых проводилось исследование напряженного состоя ния вмещающего массива.

LI LII LI LI LII LI Рис. 3.4. Принципиальные схемы для моделирования напряженного состояния массива пород:

а) – при сохранении устойчивости основной кровли;

б) – в режиме установившегося обрушения Для проведения численного моделирования составлена схема слоев. Каждый из представленных на схеме слоев имити ровался стержнем со своими механическими характеристиками.

При аппроксимации третьего углесодержащего слоя характери стики стержня чередовались: в зоне выработанных пространств значения модулей деформации и коэффициентов Пуассона изме нялись от 0 до соответствующих характеристик угольного пласта, имитируя ситуации от пустот до закладочного массива. Устойчи вость системы обеспечивалась вводом дополнительного нижнего стержня с абсолютно жесткими характеристиками.

При задании возбуждающих факторов использовалась сис тема снимаемых напряжений, когда силы были приложены к кон туру выработок, а полученные силовые характеристики суммиро вались с исходным полем напряжений на глубине, соответст вующей залеганию литотипов.

3.3. Моделирование напряженного состояния вмещающих пород под влиянием очистной выемки В соответствии с разработанными схемами численные экс перименты проводились в два этапа. На первом этапе исследова лось напряженное состояние пород, максимум которого прихо дится на угольный пласта впереди фронта очистных работ. При этом напряженное состояние формируется за счет увеличения пролета основной кровли до ее генерального обрушения. В этом случае она опирается на краевые части угольного массива. Ис следования проводились при увеличении пролета от 0 до 80 м. В связи с тем, что отработка может проводиться как системами с разной длиной очистных забоев, так и в сочетании с закладкой выработанных пространств, изменялась характеристика жестко сти угольного пласта в пределах пролета кровли. В данной ситуа ции жесткость на сжатие определялась в диапазоне изменения модуля упругости от 0 до 1000 МПа, который принимался рав ным 0, 10, 50, 100 и 500 МПа. Такой подход позволяет интегри ровать как характеристики оставляемых целиков угля, так и за кладочного массива.

Второй этап численного моделирования был посвящен ис следованию изменения напряжений при установившемся шаге обрушения основной кровли исходя из его максимального раз мера, равного 30 м. Варьирование характеристик подбучивающе го основную кровлю материала осуществлялось аналогично – при изменении модуля упругости.

Результаты моделирования на первом этапе представлены на рис. 3.5 и 3.6. Графически показано изменение вертикальных напряжений в угольном пласте в зависимости от расстояния до очистного фронта. На рисунках наглядно демонстрируется, что максимум концентрации напряжении приходится на зону впере ди очистного фронта в диапазоне от 0 до 20 м. На большем рас стоянии вертикальные напряжения принимают значения, даже меньшие начального геостатического давления. Но в процессе уменьшения пролета основной кровли и увеличения жесткостных характеристик закладочного массива, приближающихся к харак теристикам угольного пласта, они асимптотически стремятся к начальным напряжениям.

Необходимо отметить, что, как показали проведенные ис следования, активное влияние очистных работ на данной глубине и при реальных характеристиках массива вполне соответствует регламентированным параметрам, не превышающим расстояния 35 м до капитальных горных выработок [87].

Особого внимания заслуживают графики, показанные на рис. 3.7 и характеризующие изменение вертикальных напряже ний в зависимости от пролета неразрушающейся основной кров ли на фиксированных расстояниях впереди очистного фронта, равных 8, 14, 32, 40, 48 и 56 м. Данные зависимости построены при модуле упругости закладочного массива 100 МПа.

Рис. 3.5. Графики изменения напряжений в пласте угля в зависимости от расстояния до очистного фронта при пролете основной кровли 80 м:

графики 1,2, 3 и 4 соответствуют модулю упругости 0, 10, 50 и 100 МПа Рис. 3.6. Графики изменения напряжений в пласте угля в зависимости от расстояния до очистного фронта при пролете основной кровли 40 м:

графики 1, 2, 3, 4 и 5 соответствуют модулю упругости 0, 10, 50, 100 и 500 МПа Рис. 3.7. Зависимости напряжений в пласте угля от пролета основной кровли:

на расстоянии 8 (кривая 1), 14 (2), 32 (3), 40 (4), 48 (5) и 56 м (6) впереди очистного фронта Если за пределами зоны активного влияния очистных работ распределение напряжений практически полностью лежит в диапазоне 6,8-7,5 МПа, то в пределах этой зоны (графики 1 и 2, см. рис. 3.7) разброс показателей весьма существенный. Так, при пролете кровли 40-60 м вертикальные напряжения достигают максимума, превышая начальные примерно в 1,6 раза. Параболи ческий характер данных кривых обусловливает постепенное снижение напряжений, как при уменьшении, так и при увеличе нии пролета основной кровли. Это говорит о влиянии эффекта подбучивания, приводящего к постепенному выравниванию на пряжений.

На рис. 3.8 и 3.9 представлено изменение вертикальных на пряжений впереди фронта очистных работ для условий устано вившегося движения основной кровли при максимальной длине консоли, равной 30 м, и длине консоли 20 м, отражающей одно из положений очистного фронта. Как видно из рисунков, макси мально возможное напряжение находится в пределах 60-80 МПа, что практически в 10 раз превышает начальное статическое на пряжение. Однако такие величины формируются только на крае вой части массива в непосредственной близости от линии очист ных забоев. Графики на обоих рисунках аналогично предыдущим зависимостям характеризуют зону активных напряжений впереди очистного фронта, размер которой не превышает 15-18 м. При этом ввиду зависания кровли ее влияние на напряженное состоя ние несколько выше, чем при формировании плит в условиях не деформирующегося массива.

На рис. 3.10 представлено изменение напряжений в плоско сти пласта в зависимости от длины зависающей консоли основной кровли при жесткости подбучивающего массива 100 МПа. Увели чение длины консоли до 1 5 м для рассматриваемой ситуации вы зывает интенсивный рост напряжений только на расстоянии до 10 м от линии очистного фронта. При последующем увеличении напряжения стабилизируются, что говорит о влиянии закладочно го массива и предохранительных целиков. На расстоянии, пре вышающем 20 м впереди линии очистных забоев, напряжения не превышают статических и имеют весьма пологую характерис тику.

Рис. 3.8. Графики изменения напряжений в пласте угля в зависимости от расстояния до очистного фронта при длине консоли основной кровли 30 м:

графики 1, 2, 3, 4 и 5 соответствуют модулю упругости 0, 10, 50, 100 и 500 МПа Рис. 3.9. Графики изменения напряжений в пласте угля в зависимости от расстояния до очистного фронта при длине консоли основной кровли 20 м:

графики 1, 2, 3, 4 и 5 соответствуют модулю упругости 0, 10, 50, 100 и 500 МПа Рис. 3.10. Зависимости напряжений в пласте угля от длины консоли основной кровли:

на расстоянии 8 (кривая 1), 14 (2), 32 (3), 40 (4), 48 (5) и 56 м (6) впереди очистного фронта Важной особенностью работы данного массива является более интенсивное изменение напряжений, например на участке 20-40 м впереди забоев. При расположении стволов в данной зо не, имеющих достаточно большой поперечный диаметр, это при ведет к перераспределению напряжений вокруг и вызовет нерав нокомпонентность радиальный напряжений, действующих на крепь ствола.

! Краткие выводы по главе 1. Существующий метод оценки влияния очистных работ на шахтные стволы в условиях недеформирующегося массива не учитывает ни строения и структуры вмещающих пород, ни экс плуатируемых систем разработки и способов управления гор ным давлением и, вообще, адаптирован только к предвари тельной отработке целиков, расположенных под проектируемы ми стволами.

2. Перспективным является применение универсальных чис ленных методов, например метода начальных параметров.

Применительно к расчету напряженно-деформированного со стояния слоистых массивов вокруг очистных выработок этот ме тод получил развитие в работах ученых Тульского государствен ного университета, в которых обоснована концепция стержневой аппроксимации породных слоев и крепи горных выработок, реализованная на основе математической модели в виде системы уравнений, описывающих условия равновесия всех элементов системы стержней, совместности их перемещений и граничные условия.

3. Для реальных условий ведения очистных работ (на при мере ш. «Западная-Капитальная» ОАО «Ростовуголь») разрабо таны принципиальные схемы для моделирования напряженного состояния массива пород как при сохранении устойчивости ос новной кровли, так и для режима установившегося обрушения.

4. Проведены численные эксперименты по моделированию геомеханических процессов, происходящих под влиянием очист ной выемки. Основной акцент сделан на определение параметров напряженного состояния.

5. Получены закономерности изменения напряженного со стояния в условиях слоистого породного массива, учитывающие расстояние до очистного фронта, жесткость подбучивающего ос новную кровлю материала в пределах выработанных пространств, а также пролеты основной кровли до генерального обрушения и длину зависающей консоли. Данные зависимости являются основой для определения дополнительных напряжений вокруг шахтных вер тикальных стволов.

4. РЕШЕНИЕ ОБРАТНЫХ ЗАДАЧ РАСЧЕТА КРЕПИ СТРОЯЩИХСЯ И ЭКСПЛУАТИРУЕМЫХ СТВОЛОВ ШАХТ 4.1. Постановка и общий путь решения обратных задач расчета крепи стволов, находящихся вне зоны влияния очистных работ Среди методов получения информации об оценке фактиче ского состояния напряженно-деформированного состояния крепи вертикальных стволов следует выделить группу эксперименталь но-аналитических методов. Наиболее перспективными представ ляются методы, базирующиеся на аналитическом решении пло ской контактной задачи теории упругости для среды, модели рующей массив пород, ослабленной круглым отверстием, под крепленным неоднородным (многослойным) кольцом, модели рующим крепь, имеющей начальные напряжения, обусловленные действием гравитационных или тектонических сил [8]. Задача ставится, как обратная и состоит в определении характеристик ~ начального поля напряжений (Рb, и ) по результатам измере ния контактных напряжений, деформаций или смещений в про извольных точках крепи. Общий путь решения обратных задач для определения начального напряженного состояния массива пород впервые был предложен С.Н. Поповым [39, 49] и в даль нейшем был развит в трудах Н.Н. Фотиевой применительно к вы работкам некруглого поперечного сечения [9, 90, 91], а для мно гослойной круглой крепи вертикальных шахтных стволов в рабо тах Н.С. Булычева и И.И. Савина [9, 58, 59, 96, 97].

Применительно к крепи вертикальных стволов шахт, нахо дящихся вне зоны влияния очистных работ, воспользуемся прин ципиальными положениями, предложенными в работах Н.С. Бу лычева и И.И. Савина.

Функциональную зависимость между наблюдаемой в на турном эксперименте величиной от параметров системы «крепь массив» можно представить в виде ( ) s = f x, y, xy ;

t1, t 2,..., tl (4.1) где: s – наблюдаемая величина;

x = * x0), y = * (y0), xy = * xy) – расчетные начальные на ( ( пряжения;

( 0), ( 0), (0 ) – вертикальные, горизонтальные и касательные x y xy начальные напряжения в ненарушенном массиве пород;

t 1,t2,...,t l – величины, характеризующие область исходных данных системы «крепь-массив».

Поскольку применяется упругая (линейно-деформируемая) модель, то связь между измеряемым компонентом напряженно деформированного состояния крепи и параметрами системы «крепь-массив» можно представить в виде суммы f j (t1, t2,..., tl ) Pj, s= (4.2) j = где: Рj. – компоненты начального поля напряжений или их ли нейно независимые комбинации;

f j – функции, вид которых определяется математической моделью.

В пределах каждого отдельного эксперимента все парамет ры t l, кроме угла, определяющего угловую координату точки замера, являются фиксированными величинами.

Предположим, что имеется К замеров произвольного ком понента напряженно-деформированного состояния многослойной круглой крепи вертикального ствола, причем К 3. При К = выражение (4.2) имеет решение в детерминистической постанов ке, когда количество независимых уравнений равно числу неиз вестных. Так как никакой эксперимент не исключает возможно сти грубых погрешностей и промахов, то любые ошибки полно стью входят в корни системы, что определяет высокую вероят ность искажения результатов расчета.

В такой постановке вопрос интерпретации результатов на турных измерений сводится к классической задаче регрессионно го анализа: с помощью линейной модели sk = f1 (k)x + f2 (k)y + f 3 (k)xy + k (k = 1,2,…, K) (4.3) (где k – случайная ошибка) следует оценить параметры Рj. То есть, по выборке неслучайного параметра k, и случайной вели чины sk нужно отыскать уравнение средней квадратической рег рессии s на.


Фактически, задача сводится к отысканию таких значений x, y, xy, для которых абсолютные величины «ошибок»

k = sk – (f1(k)x + f2(k)y + f 3(k)xy) (k = 1,2,…, K) (4.4) были бы малыми в совокупности.

Величины x, y, xy можно попытаться найти из условия K k = min. (4.5) k = Однако в такой постановке решаемая задача неудобна и громоздка в вычислительном отношении. Метод наименьших квадратов [40] в данном случае состоит в определении x, y, xy из условия K k = min.

= (4.6) k = Оценку неизвестных параметров можно также производить с точки зрения принципа максимального правдоподобия. Однако в данном случае необходимо знать распределение случайной ве личины S. Метод наименьших квадратов обладает определенны ми оптимальными свойствами, не зависящими от характера рас пределения: оценка с помощью данного метода является наибо лее точной в классе линейных несмещенных оценок. Кроме того, если распределение ошибок подчиняется нормальному закону, оценки, полученные обоими методами, полностью совпадают.

Для определения величин x, y, xy, удовлетворяющих усло вию (4.6), составим систему уравнений [ ]} K { = 2 f1 ( k ) sk f1( k ) x + f 2 ( k ) y + f 3 ( k ) xy = 0;

x k = [ ]} K { = 2 f 2 ( k ) sk f1 ( k ) x + f 2 ( k ) y + f 3 ( k ) xy = 0;

(4.7) y k = [ ]} K { = 2 f 3 ( k ) s k f1 ( k ) x + f 2 ( k ) y + f 3 ( k ) xy = 0.

xy k = Таким образом, с точки зрения метода наименьших квадра тов решение несовместной системы уравнений (4.3) приводит к системе нормальных уравнений вида 3K K fi ( k ) f j ( k )Pj = fi ( k ) sk, (i = 1,2,3). (4.8) j =1 k = 1 k = Как видно, начальные расчетные напряжения x, y, xy оп ределяются из (4.8) однозначно. После решения системы (4.8) определяются характеристики начального расчетного поля на пряжений:

– величина главного расчетного напряжения ( x y )2 + 2 ;

Pb = x + y + (4.9) 2 xy – коэффициент неравномерности распределения нагрузок x + y ( x y )2 + xy = ;

(4.10) ( x y )2 x + y + + xy – угол наклона главных осей начальных напряжений к вер тикали и горизонтали при xy 0, ( x y ) / 2 при xy 0, ( x y ) / 2 + при xy 0, ( x y ) ~ при xy 0, ( x y ) = (4.11) при xy = 0, ( x y ) / 4 при xy 0, ( x y ) = / 2 при xy = 0, ( x y ) 3 / 2 при xy 0, ( x y ) = где 2 xy = arctg.

x y При решении задач такого класса могут возникнуть трудно сти при определении функций f i(k). В том случае, если решение соответствующей прямой задачи получено в явном виде, то дан ные функции выражаются точно и однозначно через параметры системы «крепь-массив». Для более сложных случаев, когда для решения прямой задачи используются численные методы, ука занные функции могут быть получены из частных случаев чис ленного решения соответствующей задачи, расчетная схема ко торых применительно к многослойной крепи стволов приведена на рис. 4.1 а, б, в.

Получив характеристики начального поля напряжений (4.9 – 4.11) с использованием метода расчета многослойной крепи, предложенного Н.С. Булычевым [8] и прошедшим широкую ап робацию как у нас в стране, так и за рубежом, нетрудно восста новить полную картину напряженно-деформированного состоя ния крепи.

Более полное изложение экспериментально-аналитического метода расчета многослойной крепи вертикальных шахтных стволов, расположенных вне зоны влияния очистных работ, при ведено в работе [59].

4.2. Постановка и общий путь решения обратных задач расчета крепи стволов, находящихся в зоне влияния очистных работ Система вскрытия месторождений вертикальными стволами является наиболее распространенной. К крепи ствола предъявля ются повышенные требования по надежности. При ведении гор нопроходческих и добычных работ в окрестности стволов необ ходимо кроме защитных мероприятий вести постоянный монито ринг за напряженно-деформированным состоянием крепи ствола и окружающего массива пород. Для этого предполагается на уча стках ствола, подверженных влиянию горнопроходческих и очи стных работ установить в крепь ствола замерные станции. Замер ные станции позволяют производить измерения интенсивности различных компонентов напряжений или деформаций крепи, а также их различных сочетаний, в произвольных точках много слойной крепи ствола.

Целью расчета является определение фактического напря женно-деформированного состояния многослойной крепи и ок ружающего массива пород при нескольких измеренных (задан ных) значениях радиальных напряжений или нормальных тан генциальных напряжений. Задача ставится как обратная и заклю чается в извлечении максимума информации из ограниченного количества измерений.

В основу метода положено решение о напряженно-деформи руемом состоянии многослойной крепи ствола кругового очерта ния, расположенного в зоне опорного давления, вызванного влиянием очистных работ.

Рис. 4.1. Расчетная схема частных задач, используемых для получения решения в обратной постановке 4.3. Определение напряженно-деформированного состояния многослойной крепи и окружающего массива пород по результатам замера радиальных напряжений При существующем на сегодняшний день уровне развития техники и технологии измерения, нормальные радиальные на пряжения могут быть измерены как на внешнем контуре много слойной круглой крепи, так и на произвольном контакте слоев многослойной крепи. В общем случае предполагается, что на контакте крепи и окружающего массива пород, а также на кон тактах смежных слоев крепи существует «полный контакт».

Рис. 4.2. Схемы распределения напряжений x (1) и деформаций (2) в зоне опорного давления (данные А.Г. Акимова и Х.Х. Хакимова [2]) Анализ распределения напряжений и деформаций в массиве пород и в поперечном сечении ствола в зоне опорного давления (рис. 4.2) позволяет сделать вывод о том, что теоретическая эпю ра нормальных радиальных напряжений на контакте крепи с мас сивом пород распределена по закону r = p0 + p1cos + p2cos 2 (4.12) где: p0, p1, p2 – равномерная и неравномерные составляющие нормальных радиальных напряжений на внешнем контуре много слойной крепи (на контакте крепи с массивом пород).

Угол в ряде (4.12) отсчитывается от направления главных напряжений в массиве пород против хода часовой стрелки.

Графически зависимость 4.12 можно представить в виде рис. 4.3.

4.3.1. Определение напряженно-деформированного состояния многослойной крепи по результатам измерений нормальных радиальных напряжений на внешнем контуре крепи Предположим, что на внешней поверхности многослойной крепи существует радиальное напряжение r, которое можно представить в виде ряда (4.12).

Предположим также, что на внешнем контуре многослойной крепи в п точках были измерены значения радиальных напряже ний r. Значения этих измеренных напряжений r в точках круго вого контура l (l = 1, п) обозначим через Ql. Тогда, на основании (4.12), можно составить систему уравнений:

Q1 = p0 + p1cos(1 – ) + p2cos2(1 – );

Q2 = p0 + p1cos(2 – ) + p2cos2(2 – );

(4.13) …………………………………………….

Qi = p0 + p1cos(i – ) + p2cos2(i – );

…………………………………………….

Qn = p0 + p1cos(n – ) + p2cos2(n – );

Здесь Qi (i = 1, 2,..., n) значения измеренных напряжений r при угле измерения i, (i = 1, 2,..., n).

Рис. 4.3. Распределение нормальных радиальных напряжений на контакте крепи с массивом пород Система (4.13) является переопределенной. Для ее решения составим три уравнения (по числу неизвестных), объединив их в новую систему:

a11p0 + a12p1 + a13p2 = B1;

a21p0 + a22p1 + a23p2 = B2;

(4.14) a31p0 + a32p1 + a33p2 = B3;

где:

n n a12 = cos( i ) ;

a13 = cos 2( i ) ;

a11= n;

i =1 i = n n a22 = cos 2 ( i ) ;

a23 = cos( i ) cos 2( i ) ;

a21= a12;

i =1 i = n a33 = cos 2 2( i ) ;

a31= a13;

a32= a23;

i = n n n B1 = Qi ;

B2 = Qi cos( i ) ;

B3 = Qi cos2(i ).

i=1 i =1 i = Решая систему (4.14) относительно неизвестных имеем:

X p0 = 1 ;

(4.15) D X p1 = 2 ;

(4.16) D X p2 = 3, (4.17) D a11 a12 a13 B1 a12 a где D = a21 a22 a23 ;

X1 = B2 a22 a 23 ;

a31 a32 a33 B3 a32 a a11 B1 a13 a11 a12 B X 2 = a21 a23 ;

X 3 = a 21 a22 B2 ;

B a31 a33 a31 a32 B B – угол наклона осей главных напряжений N1 и N2 в тектониче ском поле массива пород, отсчитывается против хода часовой стрелки от места установки датчика № 1.

Для определения напряженно-деформированного состояния многослойной крепи круглого поперечного сечения и окружаю щего массива пород используется метод, разработанный под ру ководством Н.С. Булычева [8, 59].

Предполагается, что между слоями многослойной крепи и крепи с окружающим массивом существует полный контакт. Рас четная схема многослойной крепи приведена на рис. 4.4.

Рис. 4.4. Расчетная схема многослойной крепи Для определения контактных напряжений воспользуемся удобным приемом, сводящим решение задачи к нахождению ко эффициентов передачи нагрузок. Рассмотрим два смежных слоя – i-тый и (i-1)-й, напряжения на (i-1)-ом контакте выражаются че рез напряжения на i-том контакте с помощью рекуррентных со отношений:

po(i-1) = po(i) Ko(i);

(4.18) p1(i-1) = p1(i) K1(i);

(4.19) p2(i-1) = p2(i) K11(i) + q2(i) K12(i);

(4.20) q2(i-1) = p2(i) K21(i) + q2(i) K22(i);

(4.21) или {p2(i-1)} = [Ki] {p2(i)}.

Здесь p0(i ) K 0(i ) 0 p K 0 {p2( i) }= p ;

[K i ] = K K 1(i ) 1(i ) (4.22) 11(i ) 12(i ) 2( i ) q2( i ) K12 (i ) K 22( i ) Ko(i), K1(i), K11(i), K22(i) – коэффициенты передачи нагрузок через i-тый слой многослойной крепи.


d 1(i ) K 0(i ) = ( ), (4.23) d 2(i )+ 0( i, i 1) d1' (i 1) K0 (i 1) d 2(i 1) ' R, G – модуль сдвига, = 3 4, – коэффициент Пу где c = R ассона.

d1(i ) = ci2 (i + 1) ;

d 1 (i ) = ci2 (i + 1) + 2 ;

' d 2(i ) = 2ci2 + i 1;

' d 2 ( i ) = i + 1;

Gi ci2 0( i,i 1) =.

Gi 1 ci21 ci = K1(i ), (4.24) 1 + D1(i ) + 1(i,i 1) ( ci D1(i 1) K1(i 1) ci 1 ) ci4 1 D1( i )Gi, 1( i, i 1) = где D1(i ) = ;

i + 1 D1( i 1)Gi ( ) 1 ' K11(i ) = 1a1(i ) 2a1(i ) ;

B ( ) K12(i ) = 2 a'2(i ) 1a2(i ) ;

B (4.25) ( ) 1 ' K 21( i ) = 1a1( i ) 2a1(i ) ;

B K 22( i ) = ( 2 a2(i ) 1a2( i ) ).

B Здесь B = 21 – 12;

1 = a3(i) + 2(i,i-1) b1(i-1) – 2(i,i-1) (b3(i-1) K11(i-1) – b4(i-1) K21(i-1));

2 = a’3(i) + 2(i,i-1) b’1(i-1) – 2(i,i-1) (b’3(i-1) K11(i-1) – b’4(i-1) K21(i-1));

1 = a4(i) + 2(i,i-1) b2(i-1) – 2(i,i-1) (b3(i-1) K12(i-1) – b4(i-1) K22(i-1));

2 = a’4(i) + 2(i,i-1) b’2(i-1) – 2(i,i-1) (b’3(i-1) K12(i-1) – b’4(i-1) K22(i-1));

Gi Di = ;

Gi 1Di () ( ) a1(i ) = ci2 ci2 + 3 ;

a'1( i ) = ci2 2ci4 + ci2 + 1 ;

a2( i ) = ci2 (3 ci2 ) ;

a'2 (i ) = ci2 (ci2 + 1) ;

a3(i ) = 3 ci2 + 1 + D2 ;

a'3(i ) = 2ci2 + ci6 + ci4 D 2 ;

( ) a4( i ) = 3 ci2 1 D 2 ;

a'4 (i ) = ci4 ci2 + 1 D2 ;

() b1(i ) = ci4 3 + ci2 D2 ;

b '1(i ) = 2 ci4 + ci2 + 1 + D2 ;

b2(i ) = ci4 (3 ci2 ) D2 ;

b '2(i ) = 2 ci4 + ci2 + 1 + D2 ;

b3(i ) = ci2 (3 ci2 + 1) ;

() b '3(i ) = ci2 ci2 + 1 + 2 ;

b4(i ) = ci2 (3 ci2 1) ;

b '3(i ) = ci2 (ci2 + 1);

(ci2 1)3.

D2 = i + Рассматривая массив горных пород как бесконечный, (n+1)-й слой многослойной крепи, выражения для коэффициен тов передачи имеют вид:

n +1 + K 0( n +1) = ;

(4.26) 2 + 0 (n,n +1) (d '1( n) K0 (n ) d '2( n) ) K1( n +1) = 0 ;

(4.27) ' K11( n +1) = 2 ;

(4.28) B K12( n +1) = 0 ;

(4.29) ' K 21( n +1) = 2 ;

(4.30) B K 22( n +1) = 0. (4.31) На основании определенных на внешней поверхности мно гослойной крепи радиальных напряжений r (4.12) определим контактные касательные напряжения, которые формируются на внешнем контуре многослойной крепи и описываются рядом вида:

q = q1sin + q2cos 2. (4.32) На основании условий равновесия имеем:

q1 = p1 (4.33) Для определения величины q2 необходимо рассмотреть на пряженно-деформированное состояние многослойной крепи, рас положенной в тектоническом поле начальных напряжений. Вели чина главных тектонических напряжений, приложенных на бес конечности под углом 90° друг к другу, соответственно составит *N1 и *N2. Здесь *– корректирующий множитель.

Величины напряжений на внешнем контуре многослойной крепи с величинами главных тектонических напряжении связаны соотношениями:

* N1 + * N p0 = K0 (n +1) ;

(4.34) * N1 * N p2 = K11(n +1) ;

(4.35) * N1 * N q2 = K21(n +1) (4.36) Откуда находим:

p q2 = K21(n +1) (4.37) K11( n+1) После определения радиальных и касательных напряжений, формирующихся на внешнем контуре многослойной крепи, про изводится расчет крепи по известным формулам [8].

Величина главных тектонических напряжений определяется из выражений:

p0 p * N1 = + ;

(4.38) K 0( n +1) K11( n +1) p0 p * N2 =. (4.39) K0( n +1) K11( n +1) 4.3.2. Определение напряженно-деформированного состояния многослойной крепи по результатам измерений радиальных напряжений на внешнем контуре промежуточного слоя многослойной крепи Рассмотрим случай, когда измерения радиальных напряже ний произведены на внешнем контуре i-того промежуточного слоя многослойной крепи. В этом случае, необходимо используя выражения (4.24)-(4.28) разложить радиальные напряжения в ряд вида (4.23). Далее выразив радиальные контактные напряжения на внешнем контуре i-того промежуточного слоя многослойной крепи через радиальные контактные напряжения на внешнем контуре крепи, используя рекуррентные соотношения (4.21), (4.22), в результате имеем (при i 2 и п 2 ):

p0 ( n i ) p0( n) = ;

(4.40) n K 0( m) m = n i + p1(n i ) p1( n) = ;

(4.41) n K1( m) m = n i + p2( n i ) p2( n) =. (4.42) K12( m) n K1( m) + Am m = n i +1 K12( i ) K11( i ) + K11( n +1) A( i +1) Здесь An = ;

Ai = при (i = 1,2,…,n-1) (4.43) K22 (i ) K 21( n +1) K 21( i ) + A(i +1) После определения величин р0(п), р0(п), р2(п), формирующихся на внешнем контуре многослойной крепи, расчет ведется по фор мулам п. 4.3.1.

4.4. Определение напряженно-деформированного состояния многослойной крепи и окружающего массива пород по результатам замера нормальных тангенциальных напряжений 4.4.1. Определение напряженно-деформированного состояния многослойной крепи по результатам измерений нормальных тангенциальных напряжений на внешнем контуре крепи Предположим, что на внешней поверхности многослойной крепи были произведены измерения нормального тангенциально го напряжения, которое можно представить в виде ряда:

= 0) + 1) cos + 2) cos 2, ( ( ( (4.44) где 0), 1), 2) – неизвестные составляющие реального ряда ( ( ( нормальных тангенциальных напряжений, формирующихся на внешнем контуре многослойной крепи.

Угол в ряде (4.44) отсчитывается от направления главных напряжений в массиве пород против хода часовой стрелки.

Значения этих измеренных напряжений в точках кругово го контура l (l = 1, п) обозначим через Ql,. Тогда, на основании (4.44) можно составить систему уравнений (4.13), которая сво дится к системе (4.14). Решая эту систему относительно неиз вестных ряда (4.44) имеем:

X 0) 0 = ( ;

(4.45) D X 1) 0 = 2 ;

( (4.46) D X 2) 0 = 3, ( (4.47) D a11 a12 a13 B1 a12 a D = a21 a22 a23 ;

X1 = B2 a22 a 23 ;

где a31 a32 a33 B3 a32 a a11 B1 a13 a11 a12 B X 2 = a21 a23 ;

X 3 = a 21 a22 B2 ;

B a31 a33 a31 a32 B B n n a12 = cos( i ) ;

a13 = cos 2( i ) ;

a11= n;

i =1 i = n n a22 = cos 2 ( i ) ;

a23 = cos( i ) cos 2( i ) ;

a21= a12;

i =1 i = n a33 = cos 2 2( i ) ;

a31= a13;

a32= a23;

i = n n n B1 = Qi ;

B2 = Qi cos( i ) ;

B3 = Qi cos2(i ).

i=1 i =1 i = – угол наклона осей главных напряжений N1 и N2 в тектониче ском поле массива пород, отсчитывается против хода часовой стрелки от места установки датчика № 1.

Для определения напряженно-деформированного состояния многослойной крепи круглого поперечного сечения и окружаю щего массива пород используется метод, разработанный под ру ководством Н.С. Булычева [8, 59].

На основании работ [8, 59] определим радиальные контакт ные напряжения r, которые разлагаются в ряд (4.12) и формиру ются на внешнем контуре многослойной крепи через измеренные нормальные тангенциальные напряжения, которое описывают ся рядом (4.44). В результате имеем:

0) ( p0( n) = ;

(4.48) m'1( n) K0 (n ) m'2 (n ) 1) ( p1( n) = ;

(4.49) 3 cn + 1 4 cn K1( n) 4 cn 1 cn 2) ( p2(n) = [ ] n'1(n) K11( n)n'3(n) +K21(n)n'4( n) + n'2(n) +K12(n) n'3( n) K22(n) n'4(n) An (4.50) После определения величин Р0(n), Р1(n), Р2(n) по формулам (4.48)-(4.50), формирующихся на внешнем контуре многослойной крепи расчет ведется по формулам и в последовательности изло женной в п. 4.3.1.

4.4.2. Определение напряженно-деформированного состояния многослойной крепи по результатам измерений нормальных тангенциальных напряжений на внешнем контуре промежуточного слоя многослойной крепи Измерения нормальных тангенциальных напряжений обыч но производятся в середине какого-либо слоя многослойной кре пи. Поэтому, в расчетной схеме нужно предварительно условно разбить слой, где произведены измерения, на два с одинаковыми деформационными характеристиками и считать, что на внешнем контуре внутреннего слоя (i-того промежуточного слоя много слойной крепи) произведены измерения нормальных тангенци альных напряжений.

В этом случае необходимо, используя выражения (4.45) (4.47) разложить нормальные тангенциальные напряжения в ряд вида (4.44). Далее выразим радиальные контактные напряжения на внешнем контуре i-того промежуточного слоя многослойной крепи через нормальные тангенциальные напряжения, форми рующиеся на внешнем контуре i-того слоя многослойной крепи.

В результате имеем:

0) ( p0(i ) = ;

(4.51) m'1(i ) K 0(i ) m'2( i ) 1) ( p1(i ) = ;

(4.52) 3 ci4 + 1 4 ci K1( i ) ci4 ci 2) ( p2(i ) = [ ] n'1( i) K11(i )n'3(i ) +K21(i ) n'4(i ) + n' 2(i) + K12(i ) n'3(i ) K22(i ) n'4(i ) Ai (4.53) После определения величин Р0(i), Р1(i), Р2(i) по формулам (4.51)-(4.53), формирующихся на внешнем контуре i-го слоя мно гослойной крепи расчет ведется по формулам и в последователь ности изложенной в п. 4.3.2.

4.5. Алгоритм и программа расчета многослойных крепей ствола по результатам натурных измерений На основании решений, приведенных в п. 4.3, п. 4.4 настоя щей главы составлен алгоритм и программа расчета многослой ной крепи ствола по результатам натурных измерений.

Исходными данными для расчета являются:

• количество слоев в многослойной крепи;

• внутренний радиус каждого слоя многослойной крепи;

• внешний радиус многослойной крепи;

• деформационные характеристики (модуль деформации и ко эффициент Пуассона) каждого слоя многослойной крепи;

• модуль деформации породного массива;

• коэффициент Пуассона пород;

• признак, указывающий, какие напряжения были измерены (радиальные или нормальные тангенциальные);

• номер слоя многослойной крепи, где были измерены напря жения;

• количество измерений;

• угол и значение интенсивности измеренного напряжения.

В результате расчета определяются:

• погрешность (абсолютная и относительная) каждого изме ренного и расчетного напряжения;

• контактные напряжения (радиальные и касательные), форми рующиеся на внешнем и внутреннем контуре каждого слоя многослойной крепи;

• нормальные тангенциальные напряжения, формирующиеся на внешнем и внутреннем контуре каждого слоя многослой ной крепи;

• перемещения (радиальные и тангенциальные) формирую щиеся на внешнем и внутреннем контуре каждого слоя мно гослойной крепи;

• значения главных тектонических напряжений, приложенных на бесконечности под углом 90° друг к другу *N1 и а*N2;

угол, характеризующий наклон главных тектонических на • пряжений относительно места расположения датчика № 1.

Программа «Мониторинг крепи ствола» написана на алго ритмическом языке FORTRAN - IV для ЭВМ и служит для оцен ки фактического напряженно-деформированного состояния мно гослойной крепи ствола, расположенного в зоне влияния очист ных работ, по результатам измерений нормальных радиальных (контактных) напряжений, измеренных на произвольном контак те слоев многослойной крепи или на контакте крепи с массивом пород, а также нормальных тангенциальных напряжений, изме ренных в произвольном слое многослойной крепи ствола.

Программа представляет собой комплекс, состоящий из го ловной программы MAINPGM, осуществляющий ввод и печать исходных данных и передачу управления подпрограммам, а так же комплекса подпрограмм, выполняющим определенные функ ции. Блок-схема программы «Мониторинг крепи ствола» приве дена на рис. 4.5.

Рис. 4.5. Блок схема программы обработки результатов натурных измерений В состав программы входят следующие подпрограммы:

1. Подпрограмма РК – вычисляет значения коэффициентов передачи нагрузок K0(i), K1(i), K11(i),..., K22(i) через каждый i-тый слой многослойной крепи ствола, а также коэффициенты переда чи нагрузок K0(n+1), K11(n+1), K21(n+1) через слой, моделирующий массив пород;

2. Подпрограмма FURIE. В данной подпрограмме на основе введенных значений измеренных нормальных радиальных на пряжений или нормальных тангенциальных напряжений, вычис ляются значения составляющих контактных напряжений р0, р1, р2, формирующихся на внешнем контуре i-ого слоя многослой ной крепи ствола, или напряжений 0), 1), 2) на внутреннем ( ( ( или внешнем контуре крепи ствола, а также величина угла на клона главных осей тектонических напряжений, действующих в массиве горных пород, относительно датчика №1. Принцип рабо ты данной подпрограммы заключается в следующем. В зависи мости от признака ввода дальнейший расчет ведется либо по ра диальным, либо по тангенциальным нормальным напряжениям.

Признак ввода имеет два значения. Признак JR = 0 указывает на то, что вводятся значения измеренных нормальных радиальных напряжений и управление передается подпрограмме RAD, кото рая вычисляет значения контактных напряжений р0, р1, р2, фор мирующихся на внешнем контуре многослойной крепи ствола.

Признак JR = 1 указывает на то, что водятся значения измерен ных нормальных тангенциальных напряжений и управление пе редается подпрограмме SGIN, которая по значениям измеренных нормальных тангенциальных напряжений на внутреннем контуре произвольного слоя многослойной крепи ствола вычисляет зна чения контактных напряжений р0, р1, р2, формирующихся на внешнем контуре многослойной крепи ствола;

3. Подпрограмма MASS – определяет значения тектониче ских напряжений N1, N2;

4. Подпрограмма SQ – по полученным значениям контакт ных напряжений р0, р1, р2 на внешнем контуре многослойной крепи ствола, вычисляет значения касательных напряжений q1, q2, возникающих на внешнем контуре крепи ствола;

5. Подпрограмма RASKREP – вычисляет значения контакт ных напряжений р, q, значения нормальных тангенциальных на пряжений, значения изгибающих моментов и продольных сил, значения радиальных и тангенциальных перемещений, форми рующихся на внутреннем и внешнем контуре каждого i-того слоя многослойной крепи ствола;

6. Подпрограмма MAKSI – выбирает максимальные значе ния нормальных тангенциальных напряжений, значения изги бающих моментов и продольных сил в каждом i-том слое много слойной крепи ствола;

7. Подпрограмма PRN – производит вывод результатов рас чета.

В том случае, если нормальные тангенциальные напряжения измерены на внешнем контуре произвольного слоя многослойной крепи, дополнительно вводится признак JS, который может при нимать значения: JS = 0 – если измерения произведены на внеш нем контуре крепи ствола, JS=10 – если измерения произведены на внутреннем контуре крепи ствола, JS = 1 - 7 – если измерения произведены на внешнем контуре i-того слоя многослойной кре пи ствола. В зависимости от данного признака управление пере дается подпрограммам SGIN, SGEXT или SGPRM. Подпрограм ма SGEXT при введении значений измеренных нормальных тан генциальных напряжений на внешнем контуре крепи ствола вы числяет значения контактных напряжений р0, р1, р2, формирую щихся на внешнем контуре многослойной крепи ствола. Подпро грамма SGPRM – при введении значений измеренных нормаль ных тангенциальных напряжений на внешнем контуре i-того слоя многослойной крепи ствола вычисляет значения контактных на пряжений р0, р1, р2, формирующихся на внешнем контуре много слойной крепи ствола.

! Краткие выводы по главе В результате анализа деформирования массива горных по род и крепи вертикальных стволов, расположенных в зоне влия ния очистных работ, установлено, что крепь ствола испытывает всестороннее неравномерное давление горных пород. Аналитиче ски определить величину этого давления не представляется воз можным. Актуальным является решение данной проблемы на ос нове обработки результатов натурных измерений нормальных радиальных или нормальных тангенциальных напряжений, полу ченных в натурных условиях.

Для решения указанной задачи получено аналитическое ре шение плоской контактной задачи теории упругости для среды с круговым вырезом, подкрепленным в общем случае неоднород ным (многослойным) кольцом, моделирующей массив пород с закрепленной выработкой и имеющей напряженное состояние, вызванное совместным действием гравитационных или тектони ческих сил и напряжений, возникающих под влиянием очистных работ при отработке околоствольных целиков. Задача решается в обратной постановке и заключается в оценке фактического на пряженно-деформированного состояния крепи ствола и вме щающего массива пород по результатам натурных измерений на пряжений или деформаций в элементах многослойной крепи ствола.

На основе полученного решения разработан метод диагно стики напряженно-деформированного состояния крепи верти кальных шахтных стволов и вмещающего массива пород при от работке околоствольных целиков, позволяющий по результатам натурных измерений нагрузок на крепь, напряжений или дефор маций в элементах крепи производить оценку фактической несу щей способности крепи.

Для оценки фактического напряженно-деформированного состояния крепи разработаны алгоритм и программа обработки результатов натурных измерений нормальных радиальных и тан генциальных напряжений и (или) деформаций, выполненных в произвольных точках многослойной крепи вертикальных шахт ных стволов, подверженных влиянию отработки околоствольных целиков.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ В настоящей монографии на основании выполненных ав тором исследований дано научно обоснованное техническое и технологическое решение актуальной проблемы обоснования комплекса способов и средств отработки околоствольных цели ков короткими очистными забоями и сохранения эксплуатаци онной надежности и ресурса крепи шахтных стволов, обеспе чивающих снижение материальных затрат на периоде строи тельства горного предприятия.

Основные выводы, научные и практические результаты исследований заключаются в следующем.

1. Анализ способов и методов отработки околоствольных целиков показал, что наибольший эффект может быть достиг нут при использовании систем разработки короткими очистны ми забоями. При этом выявлено, что существующие экспери ментально-аналитические методы по определению сдвижений и деформаций околоствольных массивов не обладают необходи мой степенью универсальности, обеспечивающей корректное обоснование рациональных параметров отработки целиков с уче том их влияния на состояние крепи шахтных стволов.

2. С учетом ориентации на комплекс выработок около ствольных дворов и их функциональное назначение на базе ка мерных и камерно-столбовых систем, а также систем разработ ки короткими столбами предложены принципиальные техноло гические схемы очистных работ, позволяющие производить эф фективную и безопасную отработку околоствольных целиков в различных горно-геологических и горнотехнических условиях и обеспечивающие максимальное снижение материальных затрат на периоде строительства шахты и ввода ее в эксплуатацию.

3. Разработан метод обоснования параметров подготовки выемочных участков в пределах околоствольных целиков, учи тывающий габариты и конфигурацию околоствольных дворов, размеры околоствольных и предохранительных целиков в зави симости от условий залегания угольных пластов и характеристик вмещающих пород.

4. На основе численного моделирования напряженно-дефор мированного состояния вмещающих пород вокруг шахтных ство лов получены закономерности изменения параметров влияния очистной выемки на состояние вмещающих массивов и крепи шахтных стволов с учетом глубины, деформационных свойств и мощности пород основной и непосредственной кровли, характе ристик угольного пласта и закладочных массивов.

5. Получено аналитическое решение плоской контактной задачи теории упругости для среды с круговым вырезом, подкре пленным в общем случае неоднородным (многослойным) коль цом, моделирующей массив пород с закрепленной выработкой и имеющей напряженное состояние, вызванное совместным дейст вием гравитационных или тектонических сил и напряжений, воз никающих под влиянием очистных работ при отработке около ствольных целиков. Задача решается в обратной постановке и за ключается в оценке фактического напряженно-деформирован ного состояния крепи ствола и вмещающего массива пород по ре зультатам натурных измерений напряжений или деформаций в элементах многослойной крепи ствола.



Pages:     | 1 || 3 |
 





 
© 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.