Геомеханические основы отработки выемочных столбов среди обрушенных пород Текст научной статьи по специальности «Энергетика и рациональное природопользование»

В целом эффективность применения кр\тых уклонов тем выше, чем меньше длина карьера. А влияние длины карьера - это фактически влияние кривизны бортов'. Поэтому крутые уклоны наиболее целесообразно применять при отработке нижних горизонтов глубоких карьеров небольшой длины. Их применение является надежным средством повышения эффективности работы таких карьеров. Оптимальная величина уклона в зависимости от условий находится в пределах 20-30 %.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Зотеев П. Г. Основные проблемы формирования предельных контуров карьеров е скальных породах // Сб. науч. тр. / ИГД МЧМ СССР. Свердловск. 1987. Вып. 83. С. 8-15.

2. Сакашкв Г. Г. Экологические аспекты при формировании карьерного пространства // Горный вестник. 1996. № 4. С. 74-77.

3. Смирнов В. П.. Лель Ю. И. Теория большегрузного автотранспорта. Екатеринбург. УрО РА11,2002.355 с.

4. Трубецкой К. //. Технология применения и параметры карьерных погрузчиков. М.: Недра, 1985.264 с.

УДК 622.221

В. Н. Корнилков, А. М. Вандышев, А. В. Матвеев

ГЕОМЕХАНИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ОТРАБОТКИ ВЫЕМОЧНЫХ СТОЛБОВ СРЕДИ ОБРУШЕННЫХ ПОРОД

Огработка выемочных столбов через один-два при панельной и погоризонтной подготовке шахтных полей позволяет исключить разрыв во времени между завершением работы одного и пуском в работу другого очистного забоя в пределах панели, выемочного поля. При таком порядке отработки примерно половина очистных забоев работаете поддержанием подготовительных выработок в массиве угля, что позволяет снизить затраты на их ремонт.

Оставляемый среди обрушенных пород выемочный столб следует рассматрк вать как целик угля значительных размеров: шириной, примерно равной длине очистного забоя (150-300 м) и протяженностью до 1-2 км и более.

Как известно, на оставленный среди выработанного пространства целик сказывает влияние повышенное торное давление за счет веса столба пород над ним и веса зависающих консолей (призм) горных пород. Для определения оптимальных размеров целиков разных назначений исследователи используют единый подход: определяется несущая способность целика и действующая на него нагрузка. Однако методика решения этих вопросов различна.

Прочные размеры опорного целика при камерной системе разработке Я. Д. Шевяков предлагает определять из условия [12]:

«в

5//у + 5/гг, , (I)

п

где 5- площадь горизонтального сечения горных пород, приходящихся на один опорный целик; Н- глубина от земной поверхности до верхней части опорного целика; у - средняя плотность вышележащих пород; 5- площадь горизонтального сечения опорного целика; Л - высота опорного целика; у - плотность породы опорного целика; /?- предел прочности опорного целика сжашю; л-2,5-ьЗ,0 - коэффициент запаса прочности при расчете опорного целика.

Для целиков в виде стен ширину целика ¿»при ширине камеры А автор рекомендует определять по формуле

ь= Л

лНг Нг

Для определения нагрузки на опорный целик, залегающий на глубине //, площадь сечения гссных пород, приходящихся на целик, определяется исходя из ширины целика и половины ши-гяг-ъ» камеры А с каждой стороны целика. Для условия расположения выемочного столба {велика) среди выработанного пространства шириной 150-300 м с каждой стороны такой подход заменить нельзя.

Расчет несущей способности целиков методом теории предельного равновесия предложен Овсенко Г. Л. [11]. Автор предлагает учитывать следующие горно-геологические и горнотехнические факторы: упругопластичсские свойства пород, слагающих целики; наличие слабых кон-тжтов по их основанию (верхнему и нижнему); зашемпение целиков изгибающимися слоями ■епосрсдственной кровли и почвы: неоднородность порэд (наличие слабых прослоев); ширину аеликов (или отношение ширины к высоте); выпучивание основания целиков.

Фисенко Г. Л. отмечает, что напряжения на краю целика никогда не могут превышать сопротивления одноосному сжатию слагающих его пород, так как по мере развития деформаций его еггевые участки частично или полностью потеряют несущую способность. Данное положение эелтверждено многочисленными лабораторными и нату рными исследованиями ряда авторов.

Однако данная методика разработана применительно к целикам небольшой ширины для камерных и камерно-столбовых систем разработки рудных месторождений и определения шири-еу околоштрековых целиков при разработке пластовых месторождений.

Для определения нагрузки на любые предохранительные и барьерные ленточные целики, расположенные как по падению, так и по простиранию, сотрудниками В1ГИМИ предложена методика, базирующаяся на процессе с движения горных пород [4]. По мнению авторов, полная ■шрузка на единиц)' длины выемочного целика /'складывается из веса столба пород над ним Рг веса призм, зависших около целика неоорушаемых пород Р„ и части веса обломившихся или гпюгнувшихся слоев пород Ру опирающихся, с одной стороны, на массив над целиком, а с другой - на обрушенные породы, т. е.

При упрощении ряда расчетных зависимостей авторы приходят к следующей формуле расчета нагрузки на целик (Р) при разработке пластов умеренной мощности на большой глубине:

где Ь- ширина целика: у - средневзвешенная плотность пород; Н- глубина расположения целика; v, v/ - углы сдвижения земной поверхности с разных сторон целика. Как следует из работы [4], авторы предполагают равномерное распределение нагрузки по ширине целика.

Борисов А. А. в работе [3] утверждает, что xapaKiep нагружения междуэтажного целика

Ь .

варьируется в зависимости от его ширины Ь. При достаточно большой ширине — > - раз-

мер зоны опорного давления в краевой части целика) целик в его средней части нагружен равномерно распределенной нагрузкой q= g^//. Краевые зоны нагружены опорным давлением, которое в реальных условиях распределяется по известному в литературе типу [5, 6, 7 и др.]. С умсньше-

/. ъ

нием ширины целика, а именно с момента о^ > — в ere средней части начинается перекрытие

опорных давлений, которые складываю гея. При этом нагрузка в средней части целика возрастает. При дальнейшем уменьшении ширины целика могут совместиться максимумы опорного давления краевых зон, что приведет к резкому увеличению нагрузки на целик .

Борисов А. А. приходит к выводу, что теоретическое решение расчета междуэтажных целиков пока не найдено, и предлагает определять их параметры ориентировочно исходя из условия равновесия суммарной нагрузки на целик и его несущей способности:

P = Pl+P2+Pi.

О)

Р = Ь(Н + 0,5#: (ctgy + ctgv')

(4)

где Ь^ - ориентировочное значение ширины целика; у<р - средняя плотность пород покрывающей толщи; //- глубина расположения целика; 5=50-80° - угол обрушений (разломов) пород; Р- нагрузка от ¿го породного моста: Р=д1 </,- >дельная нагрузка на /-ю породу-мост; шаг обрушения ¿й породы-моста; £ - коэффициент ползучести при сжатии; ося - прочность материала целика сжатию; п = 1,5-2,0 - запас прочности целика.

Из выражения (5) получается:

Гср//:С185 + 2ХЛ

(6)

По формулам (5) и (6) методом последовательных приближений предлагается определять величину ¿»^для конкретных условий (конкретного геологического разреза). Однако методика не предусматривает установление параметров распределения напряжений по ширине целика.

Как известно, после оконтуривания выемочного столба очистными работами в его краевой части сохраняется остаточное опорное давление. Характер распределения напряжений в зоне остаточного опорного давления установлен рядом авторов и организаций [1, 3, 7, 9, 10 и др.]. Краевая часть к моменту оконту ривания столба и формирования остаточного опорного давления уже значительно деформирована в период проведения и эксплуатации о контур икающей выработки и вследствие влияния динамического опорного давления в период работы очистного забоя соседнего столба. Поэтому в краевой части столба наблюдается зона разг рузки шириной / (рис.1), где Ау//< уН. Далее напряжения возрастают и на расстоянии у от краевой части выемочного столба достигают максимальных значений. По достижении максиму ма напряжения снижаются и на расстоянии ¿0 приближаются к уН (см. рис.1).

Рис. 1. Характер распределения напряжений в выемочном столбе (целике), оставленном среди

обрушенных пород

Инструментальными наблюдениями в условиях Челябинского бассейна установлено [1], что коэффициент концентрации напряжений /Гири разработке пластов средней мощности и верхних слоев мощных пластов колеблется в пределах 2,1-2,6. Наблюдения показали, что с течением времени коэффициент концентрации напряжений уменьшается, а максимум напряжений перемещается в глубь массива [1, 7]. С учетом основных факторов, влияющих на параметры зоны остаточного опорного давления (прочностные свойства угля и покрывающих пород; глубина разработки; угол падения пласта; время формирования зоны остаточного опорного давления), удаление максимума напряжений от краевой часги столба может быть определено из выражения

L

= (0,0375 + 0.0094/oi)

(7)

где г- время формирования зоны остаточного опорного давления. месяцы; //- глубина разработки. м; а - угол падения пласта, град; f - средневзвешенный коэффициент крепости пород кровли по М. М. Протодьяконову на высоту области полных нормальных сдвижений; /"-коэффициент «оепости угля по М. М.Протодьяконову.

Ширина зоны разгрузки / и общий размер зоны остаточного давления определяются как функция от /я = 0.34; ¿0 = 3,0/^

Наиболее активный процесс формирования зоны остаточного давления происходит в первые 4-6 месяцев. Через 10-14 месяцев параметры зоны стабилизируются, однако процесс не зап хает.

Характерными точками эпюры напряжений в зоне остаточного опорного давления являются точки Г1, М и О (см рис 1) Положение первой определяется размером зоны пониженных напряжений /, второй - удалением максимума напряжений от кромки пласта / ч и третьей - общим размером зоны остаточного опорного давления /,о.

Изменение основных параметров зоны остаточного опорного давления с глубиной разработки для средних значений остальных влияющих факторов (f= 5; Г- 1,0 ; et — 10°) в период установившегося опорного давления (/=12 мес) приведено на рис. 2.

На рис. 3,4, 5 показано изменение длины общего размера ¿.и зоны остаточного опорного давления Lo от f, /*, а для различных глубин разработки при указанных выше средних значениях остальных факторов. Как следует из данных, приведенных на рисунках, наибольшее влияние на параметры зоны остаточного опорного давления оказывают глубина разработки, прочностные свойства угля и покрывающих пласт пород и в меньшей степени угол падения пласта.

К основным условиям эффективного применения непосле-

/00

SO

\

............. г ....."•• ■■ ___t ....... ___ - — — — —---

Рис. 2. Изменение основных параметров остаточного опорного давления с глубиной разработки

довательной огработки выемочных столбов следует отгести: ширину столба, оставляемого среди выработанного пространства; надежное поддержание приссчных выработок в рабочем состоянии: благоприятные (с точки зрения горнего давления) условия работы очистных механизированных комплексов в выемочном столбе, оставленном среди обру шенных пород.

При двухстороннем оконтуривании столба на него оказывает влияние опорное давление от двух очистных забоев (см. рис. 1). И если ширина столба, оставленного среди выработанного пространства ¿к 2£0. то в средней его части происходит сложение напряжений и очистной забой при отработке пропущенного столба встретится с определенными трудностями, вызванными повышенным давлением на крепь и забой лаьы. Для исключения осложнений при работе очистных забось ь оставленных среди обрушенных пород столбах их минимальная ширина должна быть не менее двух размеров зоны остаточного опорного давления.

При установлении коэффициента концентрации напряжений в зоне максимума давления становится возможным графическое определение напряжений КуИ в любой точке по ширине выемочного столба, в том числе и при их суммировании (см. рис.1). Для упрощения определения напряжений в зоне остаточного опорного давления установленная криволинейная зависимость может быть с достаточной точностью заменена на прямолинейну ю - треу гольники ПМО, П М О.

»00?- -----

Ю) * . X * ¿ебООГ-

V* ........... »400-... ..... .......-"

[Г7ПЕм1

О Г

Рис. 3. Зависимость длины зоны остаточного опорного давления покрывающих пород и глубины разработки

Ь», м

/м ч --

' ч ' N

N. * ч. _. 44

по 4ЛА ч N ч \

« со 40 го 0

........ *

..........

____Л

' *

ав

ю

а

С4

и

а

Рис. 4. Зависимость длины зоны остаточного опорного давления от прочности угля и глубины разработки

НО

по /00 60

60

40

110

... V '1

V * * .

- Чг

-н. —

" -

Из рис. 2-5 следует, что на параметры остаточного опорного давления весьма существенно влияет глубина разработки.

Как известно, с глубиной изменяются физико-механические свойства пород: уменьшается влажность, пористость, увеличиваются плотность, прочностные и упругие свойства. Некоторые авторы выделяют три зоны изменения физических свойств с глубиной. Существенное изменение физико-механических свойств горных пород отмечают в первой (глубина до 60-100 м) и во второй, (глубина 60-100 до 250 м) зонах. В третьей зоне (на глубинах более 250 м) существенного изменения физико-механических свойств не наблюдается (Кузбасс, Беловежский район, Б. И. Стрыгин). Исследования кернов песчаника с различных глубин в Донбассе показали, что максимальное упрочнение (почти в два раза) при перепаде глубин около 1000 м наблюдается в зоне наименьшей степени метаморфизма углей (марка Г). Песчаники в зоне углей марки Ж упрочняются в этом же диапазоне глубин до 30 %, а в зоне антрацитов - 10-15 % [2]. К такому же примерно выводу приходит Ма-линин С. И. [8]. Изменение прочности глинистых пород в диапазоне глубин 100-1200 м, приуроченных к углям марок Г и Ж, вполне удовлетворительно можно описать зависимой ью (рис. 6)

+ 10<4",0~\ (8)

Рис. 5. Зависимость длины зоны остаточного опорного давления от угла падения пласта и глубины разработки

сж

/О 15 Ы 2* М 35

где ао- сопротивление пород одноосному сжатию на глубине 100 м.

Так как большинство исследователей [2, 8 и др.] отмечают несущественное различие в изменении физико-механических свойств на глубинах свыше 250-300 м, используем установленную зависимость (8) для определения прочностных свойств угля и вмещающих пород на разных глубинах.

В табл. 1 приведены минимальные значения ширины столба, оставляемого среди обрушенных пород, при которой не происходит суммирование напряжений (6-2£-0). Расчеты произведены для наиболее сложных условий разработки: слабые угли (/= 1,0 при глубине 100 м), крепкие покрывающие породы (/=5; 8; 10 при глубине разработки 100 м) с учетом изменения прочностных свойств угля и пород с глубиной.

Таблица I

Минимальная ширина выемочного столба, оставляемого среди выработанного пространства, при которой ие происходит суммирования

напряжений

Глубина эоработки Н, м Коэффициент крепости пород /я Коэффициент крепости угля /у Минимальная ширина столба при углах падения а. град

10 20 30

5,4 1,1 66 58 53

200 8.6 М 67 64 59

10,8 1.1 91 87 81

5,8 1.2 127 122 113

400 9,4 1,2 157 151 139

11,7 1.2 173 166 154

6,4 1,3 181 176 161

600 10,2 1,3 223 214 198

12,7 1.3 247 237 219

6,9 1.4 226 217 193

800 11,0 1,4 281 270 249

13,8 1,4 310 297 275

Для установления возможности содержания присечных выработок, располагаемых в краевых частях выемочного столба (в зонах наибольших напряжениях), в рабочем состоянии необходимо определять ожидаемые в этих зонах нагрузки как функцию от глубины разработки и других влияющих факторов.

В нормативном документе, разработанном ВНИМИ с участием ИГД им. А. А. Скочинского [10], нагрузку на 1 метр присечной выработки предложено определять в зависимости от ожидаемых вертикальных смещений контура выработки за период ее существования.

Расчетная нагрузка Рв на 1 м выработки со стороны кровли определяется по формуле

Р=КККпрЬ'Р», (9)

где Кя - коэффициент перегрузки, при смещениях более 200 мм, принимается равным 1,0; Ка- коэффициент надежности, принимается для главных околоствольных выработок 1,1, а для

/■Ы

остальных - 1,0; Кп = 1 I ^ I- коэффициент условий проведения выработок, при комбайновом способе проходки;

Значение -<16 16-19 20-25 >25

Значение К - 0,6 0,8 1,0 1,1

О 200 400 600 800 /ООО И Рис. 6. Изменена прочности свойств пород с глубиной

Р'. к Па

240

700

// - расчетная глубина разработки, м; К - расчетная прочность порол кровли. МПа); Ь'-ширина выработки в проходке, у; Р- - нормативная нагрузка, определяемая в зависимости от

вертикальных смешений пород £/, кПа (рис.7) [5].

Смешения пород кровли и почвы в нрнссчных выработках определяются по оормуле [5. 10]

(Ю)

где V1- смещения пород при прове-

дении выработки вприсечку к выработанному пространству в типовых условиях [5,10], мм: и'о-средняя скорость смещения пород в присечной выработке за период л, мм/мес; период времени поддержания присечной выработки до начала очистных работ, мсс; V, -смещения пород в присечной выработке в зоне влияния временного опорного давления, мм: к. - коэффициент, учитывающий влияние класса кровли по обруша-емости; при лсгкообрушающейся А;. =0.8: при среднеобрушающейся А; ■ 1.0: при труднообруша-ющсйся к<р= 1,2; к - коэффициент влияния площади сечения выработки в свету (5 м: ), определяемый по формуле

А; - 0,5+ 0.005 5.

При современных средствах механизации очистных работ и нагрузок на очистные забои ссчсния конвейерных и вентиляционных штреков (бремсбергов) лав обычно принимаются в пределах 10-13 М" и выше (шахта «Распадская» до 18-20 м3) и более. В табл. 2 приведены результаты расчетов нагрузки на 1 м присечной выработки при различных глубинах ее расположения //. Расчеты выполнены для следующих условий: расчетная прочность пород /?. по [5]-35 и 50 МПа: пологое падение пласта; сечение выработки в свету 5=10 м3; ширина выработки в проходке />'=5,0 м: время поддержания выработки до начала очистных работ {=12 чес; выработки прояо-дится на границе с обрушенными породами.

Рис. 7. График для определения нормативной нагрузки на податливую крепь

Таблица 2

Параметры нроивленни горного давления в прнсечных выработках

Расчетная глубина разработки Я„,м Расчетное сопротивление пород сжатию Л., МПа Смешение пород за период существования выработки и, мм Норматиьная нагрузка на 1 м выработки Рт кПа Ожидаемая нагрузка на 1 м выработки Р, кПа

200 35 490 125 375

50 220 90 270

400 35 930 165 490

50 500 125 375

600 35 1550 210 840

50 940 165 495

800 35 1860 220 1100

50 1330 190 760

Плотность установки рам металлической податливой крепи на 1 м выработки /7определяется делением расчетной нагрузки 1\ на несущу ю способность одной рамы

При этом конструктивная податливость крепи А должна быть больше ожидаемых расчетах смещений пород £/. В противном случае ожидаемые смешения пород должны ограчичивать-а путем применения дополнительных крепей усиления (анкерная, стоечная), использованием (оме тяжелых спецпрофилей.

Анализ выполненных расчетов и опыт отработки столба среди обрушенных пород [6] показывает, что до глубины разработки 200-400 м проблем для крепления и поддержания присечных выработок не возникает. Установка до двух рам на метр арочных крепей КМП-АЗ или КМП-А5 с сопротивлением 260-290 кН и податливостью 400-1000 мм, как правило, обусловливает положительное решение вопросов крепления присечных выработок.

При расположении выработок в крепких породах (Я >50 МПа) на глубине 500-600 м их содержание в рабочем состоянии обеспечат арочные крепи КМП-А5 и трапециевидные (прямоугольные) крепи КМИ-Т(П) с податливостью до 1000-1300 мм. Содержание выработок в рабочем состоянии в слабых породах (/? =35 МПа) на глубине до 500-600 м без дополнительных мер по усилению крепи, снятию напряжений в краевой части пласта уже не представляется возможным. При глубинах разработки более 600 м от непоследовательной отрабогки выемочных стслбов следует отказаться из-за сложных условий поддержания присечных выработок.

При выборе типа крепи для присечных выработок, оконту ривающих оставленный среди обрушенных пород выемочной столб, следует иметь в виду, что в этих выработках преобладаю-:^ими являются боковые смещения со стороны массива утя, составляющие 62-80 % от суммарных боковых смещений [6].

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Бесцеликовая отработка мощных пологих и наклонных пластов / В. Н.Корннлков, А. М. Ванды-шев, В. В Таскаев и др. М.: Недра. 1978. 171 с.

2. Бич Я. А.. Емельянов Б. И.. Муратов //. А. Управление состоянием массива горных порэл. Владивосток: Изл-во Дальневосточного ужгверситета, 1988.216 с.

3. Борисов А. А. Механика горных пород и массивов. М.: Недра, 1980. 360 с.

4. Бублик Ф. П., Иванов Г. А., Плахов А. Я К вопросу определения нагрузки на предохранительные и барьерные целики // Уголь. 1974. № 2. С. 3-5.

5. Инструкция по выборурамнойметаллтсской податливой крепи горных выработок. Л., 1986.50 с. (М-во угольной пром-сти СССР, ВНИМИ).

6. Корннлков В. Н. Особенности проявления горного давления при отработке выемочных столбов среди обрушенных пород //Технология подземной разработки месторождений. Вып. 3: Межвут науч. те-мат. сборник. Свердловск, Изд-во СГИ, 1985. С. 3-11.

7. Корннлков В. Н. Расчет параметров зоны остаточного опорного давления на первых и нижних слоях мощных пластов с учетом фактора времени // Изв. вузов. Горный журнал. 1978. № 6. С. 10-15.

8. Малннии С. И. Геологические основы прогноза поведения пород в горных выработках по разведочным данным. М.: Недра, 1970. 192 с.

9. Охрана подготовтельных выработок без целиков! Н. П.Бажин, В. В.Райский, Ю. В. Волков и др. М.: Недра. 1975. 296 с.

10. Указания по рациональному расположению, охране и поддержанию горных выработок наугольных шахтах СССР. Л., 1985. 22 с. (М-во угольной пром-сти СССР. ВНИМИ).

11. Фисснко Г. Л. Предельные состояния горных пород вокруг выработок . М: Недра. 1976.272 с

12. Шевяков Л. Д. Разработка месторождений полезных ископаемых. М.: Углетехиздат. 1956. С. 508-512.