CC BY
10
УДК 539.42, 622.28 DOI 10.46689/2218-5194-2021-4-1-258-267
ИССЛЕДОВАНИЕ ДЕФОРМАЦИОННЫХ ПРОЦЕССОВ В МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЯХ НАДШАХТНОГО ЗДАНИЯ
СКИПОВОГО СТВОЛА
С.А. Бублик, А.В. Зайцев, И.Н. Шардаков, М.А. Семин
Проведено исследование деформирования фундамента и элементов подземной части скипового ствола при изготовлении передовой бетонной крепи. В рамках исследования была разработана термомеханическая модель системы «породный массив -крепь ствола». Далее на основе полученных результатов математического моделирования установлены основные факторы, определяющие деформационные процессы в крепи скипового ствола. Результаты проведенного исследования в дальнейшем использовались для разработки автоматизированной системы мониторинга деформационных процессов элементов конструкции надшахтного здания.
Ключевые слова: скиповой ствол, деформационные процессы, прочность, математическое моделирование.
Введение
Объектом исследования в работе является система, состоящая из металлической конструкции надшахтного здания (НЗ) скипового ствола с копром, породного массива и крепи ствола. К несущим элементами НЗ относятся стальные колоны каркаса, которые опираются частично на свайный фундамент и частично на верхнюю часть железобетонной конструкции (оголовок) скипового ствола (рис. 1).
Основная цель работы заключалась в проведении исследования деформирования фундамента и конструкции возведенного НЗ при установке бетонной и тюбинговой крепи ствола и оттаивании ледопородного ограждения (ЛПО) вокруг ствола.
Наличие контакта между несущими элементами НЗ с оголовком ствола позволяет сделать предположение о том, что на вертикальное смещение несущих элементов НЗ в первую очередь влияют деформации, происходящие в элементах подземной части скипового ствола и прилегающих породах. Поэтому на первом этапе исследования внимание было сосредоточено на исследовании напряженно-деформированного состояния (НДС) не во всей системе «надшахтное здание - породный массив - крепь ствола», а только в системе «породный массив - крепь ствола».
Дополнительным усложняющим фактором здесь также является ЛПО, постепенно оттаивающее с течением времени. При переходе в область положительных температур влажные породы сжимаются, что также приводит к перераспределению полей напряжений и деформаций в породном массиве и крепи ствола [1 - 3].
Рис. 1. Внешний вид надшахтной конструкции (а) и структурная схема элементов скипового ствола (б)
Следует отметить, что описанные в статье исследования являются лишь частью большого проекта по анализу деформирования и устойчивости элементов надшахтной конструкции при сезонном изменении температуры атмосферного воздуха и осадке породы при оттаивании ЛПО. Полученные результаты данного теоретического исследования использовались в дальнейшем для определения наилучшего расположения датчиков при разработке автоматизированной системы мониторинга деформационных процессов элементов конструкции НЗ [4]. Данный проект реализован применительно к одному строившемуся калийному руднику в Республике Беларусь.
Математическое моделирование НДС в породном массиве и крепи ствола при установке передовой бетонной крепи
Для установления факторов, определяющих деформационные процессы в крепи скипового ствола, была построена деформационная модель в программном комплексе ЛКБУБ. Данная модель позволяет определить НДС крепи ствола и окружающих пород (рис. 2).
Математическое моделирование НДС в породном массиве и в передовой бетонной крепи при проходке ствола осуществлялось в рамках механики деформированного твердого тела [5, 6], линейной термоупругости
[7, 8].
В качестве критерия перехода в критическое состояние предразру-шения использовался критерий Мора - Кулона [9, 10]. Геометрически моделирование осуществляется в рамках двумерной осесимметричной постановки (рис. 3) [11, 12].
ледопородное металлические бетонный передовая
ограждение тюбинги оголовок бетонная крепь
+ 2
Рис. 2. Структурная схема подземной части скипового ствола
0.5м-» -50м-» Зм
© а/ © ® ©
** 5м • --9 7м-
Рис. 3. Фрагмент расчетной области: 1 - область откапываемой породы; 2 - передовая бетонная крепь; 3 - порода, в которой выполняется проходка; 4 - ледопородное ограждение
Для упрощения моделирования была проведена процедура объединения горизонтально залегающих слоев горных пород в некоторые более крупные эффективные слои с однородно распределенными физико -механическими, прочностными и термодинамическими свойствами. Объединение проводилось таким образом, чтобы относительная вариация свойств слоев, объединяемых в единый эффективный слой, была менее 30 %. Также следует отметить, что глубина ЛПО составляет около 267 м, а глубина ствола - около 800 м. В таблице 2 указаны физико-механические и прочностные свойства рассматриваемых объединенных слоев горных пород.
Физико-механические и прочностные свойства слоев горных пород
Порода Глубина залегания, м Модуль Юнга, МПа Коэф. Пуассона Сцепление, кПа Угол внутреннего трения, °
Породы в естественном состоянии
Песок 0...87 38 0,3 4 36
Мел 87...138 500 0,4 300 38
Песок 138.267 38 0,3 4 36
Глина 267.509 1000 0,26 1000 33
Соль 509.808 2000 0,3 2500 32
Породы в замороженном состоянии
Песок мерзлый — 3000 0,2 4000 35
Мел мерзлый — 2500 0,2 4000 20
Процесс расчета осуществлялся в несколько шагов, описанных ни-
же.
Рис. 4. Фрагмент расчетной области с граничными условиями
для расчета шага 0
Шаг 0 - осадка породы под собственным весом (формирование начального НДС породы в естественном состоянии). Расчетная схема этого шага показана на рис. 4, где 4 пунктирной линией схематично показаны граничные условия в перемещениях: их = 0 соответствует нулевым перемещениям вдоль оси X; иу = 0 соответствует нулевым перемещениям вдоль оси У.
Шаг 1 - замена материала в области ЛПО. Начальное напряженное состояние в области ЛПО не обнуляется. Область замороженных пород распространяется до отметки -267 метров.
Шаг 2 - выемка породы на глубину первой проходки (4,3 м).
Шаг 3 - замена материала в области передовой бетонной крепи и обнуление в этой области начального напряженного состояния.
В дальнейшем шаги 2-3 повторяются до достижения дна ствола, которое в данном случае составило -799,8 м (186 циклов проходки).
Результаты моделирования показали, что в процессе проходки происходят поднятие дна ствола и смещение внутрь его стенок на участке производимой проходки (рис. 5). Из рис. 5 следует, что при выемке породы формируется область породы в окрестности стенки крепи, которая смещается вниз. Эта порода увлекает за собой бетонную крепь, сформированную на предыдущих циклах проходки. Таким образом, в бетонной крепи формируются вертикальные растягивающие напряжения.
Рис. 5. Векторное поле перемещений в процессе проходки, м
Вертикальное смещение породы в окрестности стенки крепи является следствием разгрузки горизонтальных напряжений. При снижении сжимающих горизонтальных напряжений происходит увеличение сдвиговых напряжений, которые приводят к сдвиговым деформациям и уменьшению вертикальных напряжений. Снижение вертикальных напряжений увеличивается в случае наступления предельного состояния, обусловленного прочностными характеристиками породы. При снижении вертикальных напряжений в области проходки вышележащие породы испытывают разгрузку и, расширяясь, увлекают за собой бетонную крепь.
Из анализа поля вертикальных и угловых напряжений (рис. 6) следует, что в монолитно-бетонной крепи ствола возникают большие растягивающие (до 37 МПа) и сжимающие (до 39 МПа) напряжения. Данные напряжения превышают предельно допустимые значения на растяжение и на сжатие для монолитного бетона.
а
б
Рис. 6. Поля вертикальных (а) и угловых напряжений, Па (б)
Для более детального анализа напряжений в бетонной крепи был построен график вертикальных напряжений вдоль линии, проходящей по центру бетонной крепи на всю глубину проходки (рис. 7). Из анализа данного графика было установлено следующее.
1. При проходке процесс изменения напряжений является колебательным в силу того, что процесс строительства ствола осуществляется пошагово. Имеются как высокочастотные колебания, так и низкочастотные. Колебания высокой частоты обусловлены изменением механических свойств породы с каждым шагом увеличения глубины проходки. Низкочастотные колебания образуются в результате постоянной разгрузки при выемке породы и повторной нагрузке при формировании бетонной крепи.
2. При высоком сцеплении породы с увеличением глубины проходки возрастает растягивающее напряжение в крепи. Это обусловлено тем, что с увеличением глубины изменение горизонтальных напряжений в области проходки увеличивается.
3. Скорость нарастания растягивающих напряжений с глубиной увеличивается при снижении модуля Юнга.
4. Низкое сцепление породы приводит к низкому значению растягивающего напряжения в крепи даже в случае очень низкого модуля Юнга.
Рис. 7. График вертикальных напряжений вдоль линии, проходящей по центру бетонной крепи на всю глубину проходки
В целом, полученные результаты моделирования НДС свидетельствуют о том, что в процессе проходки и изготовления передовой бетонной крепи возникают существенные растягивающие напряжения в крепи, которые могут привести к образованию в ней трещин. Даже если трещины и не возникнут, то данные напряжения будут зафиксированы в крепи, и последующая нагрузка растягивающими напряжениями, вызванная, например, температурными деформациями, может запустить процесс трещинообра-зования.
Выводы
1. Разработана механическая модель системы «породный массив — крепь ствола», которая позволяет моделировать НДС в породном массиве и в крепи шахтного ствола в процессе его строительства.
2. Анализ результатов использования сопряженной модели позволил установить механизм формирования НДС в крепи в ходе технологического процесса создания скипового ствола.
3. В результате математического моделирования установлено, что при проходке ствола в передовой бетонной крепи формируются значительные растягивающие напряжения. Данные напряжения совместно с напряжениями, вызванными понижением температуры крепи, могут привести к образованию трещин в передовой крепи.
Исследование выполнено при финансовой поддержке РНФ в рамках проекта № 19-77-30008.
Список литературы
1. Levin L.Yu., Semin M.A., Parshakov O.S. Improving methods of frozen wall state prediction for mine shafts under construction using distributed temperature measurements in test wells // Journal of Mining Institute. 2019. V. 237. P. 268-274.
2. Бублик С. А., Семин М. А., Левин Л. Ю. Исследование прочности монолитной бетонной крепи шахтного ствола в условиях переменных тепловых нагрузок // Вычислительная механика сплошных сред. 2021. V. 14. №. 2. P. 220-232.
3. Tao H. et al. Monitoring study of shaft lining concrete strain in freezing water-bearing soft rock during mine shaft construction period in west China // Procedia Engineering. 2011. V. 26. P. 992-1000.
4. Glot I., Shardakov I., Shestakov A., Tsvetkov R., Gusev G. Inclinometer-Based Long-Term Monitoring of the Headframe of Salt Mine Shaft // Journal of Physics: Conference Series. 1945 (2021) 012009. 2021. 6 C.
5. Работнов Ю.Н. Механика деформируемого твердого тела: учеб. пособие для вузов. М.: Наука, 1988. 712 с.
6. Оловянный А. Г. Механика горных пород. Моделирование разрушений. СПб.: ООО «Издательско-полиграфическая компания «КОСТА», 2012. 280 с.
7. Новацкий В. Теория упругости. М.: Мир, 1975. 872 с.
8. Ковалев В. А., Радаев Ю. Н. Связанная термомеханическая ортогональность в нелинейных моделях термоупругости третьего типа // Вестник Самарского государственного технического университета. Сер. «Физико-математические науки». 2013. №. 1 (30).
9. Singh M., Raj A., Singh B. Modified Mohr-Coulomb criterion for non-linear triaxial and polyaxial strength of intact rocks //International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences. 2011. V. 48. №. 4. Р. 546-555.
10. Барях А. А., Самоделкина Н. А. Об одном критерии прочности горных пород // Чебышевский сборник. 2017. V. 18. №. 3 (63).
11. Соляник-Красса К.В. Осесимметричная задача теории упругости. М.: Стройиздат, 1987. 336 с.
12. Скрипняк В.А., Скрипняк Е.Г. Методы решения плоских задач линейной теории упругости. Томск: ТГУ, 1998. 32 с.
Бублик Сергей Анатольевич, инженер, serega-huhlikamail.ru, Россия, Пермь, Горный институт УрО РАН,
Зайцев Артем Вячеславович, д-р техн. наук, зав. сектором, aer-olog.artemagmail. com, Россия, Пермь, Горный институт УрО РАН,
Шардаков Игорь Николаевич, д-р физ.-мат. наук, проф., зав. лаб., sharda-kov@,icmm.ru, Россия, Пермь, Институт механики сплошных сред УрО РАН,
Семин Михаил Александрович, канд. техн. наук, науч. сотрудник, seminmaainhox.ru, Россия, Пермь, Горный институт УрО РАН
STUDY OF DEFORMATION PROCESSES IN METAL STRUCTURES OF MINE SURFACE BUILDING OF SKIP SHAFT
S^. Bublik, A. V. Zaitsev, I.N. Shardakov, M.A. Semin
Study of the deformation of the foundation and elements of the underground part of the skip shaft during the manufacture of forward concrete lining has been carried out. As part of the study, a thermomechanical model of the «rock mass — shaft support» system was developed. Further, on the basis of the obtained results of mathematical modeling, the main factors determining the deformation processes in the lining of the skip shaft are established. The results of the study were further used to develop an automated system of deformation monitoring of construction elements of mine surface building.
Key words: skip shaft, mine surface building, deformation processes, strength, mathematical modeling.
Bublik Sergey Anatolyevich, engineer, serega-bublik@,mail. ru, Russia, Perm, Mining Institute of the Ural Branch of the Russian Academy of Sciences,
Zaitsev Artem Vyacheslavovich, doctor of technical sciences, head of sector, aer-olog. artem@gmail. com, Russia, Perm, Mining Institute of the Ural Branch of the Russian Academy of Sciences,
Shardakov Igor Nikolaevich, doctor of physical and mathematical sciences, professor, head of laboratory, shardakovaicmm.ru, Russia, Perm, Institute of Continuous Media Mechanics of the Ural Branch of the Russian Academy of Sciences,
Semin Mikhail Alexandrovich, candidate of technical sciences, researcher, seminma a inhox. ru, Russia, Perm, Mining Institute of the Ural Branch of the Russian Academy of Sciences
Reference
1. Levin L.Yu., Semin M.A., Parshakov O.S. Improving methods of frozen wall state prediction for mine shafts under construction using distributed temperature measurements in test wells // Journal of Mining Institute. 2019. V. 237. p. 268-274.
2. Bublik S. A., Semin M. A., Levin L. Yu. Investigation of the strength of monolithic concrete support of a mine shaft under conditions of variable thermal loads // Computational mechanics of continuous media. 2021. V. 14. №. 2. P. 220-232.
3. Tao H. et al. Monitoring study of shaft lining concrete strain in freez-ing waterbearing soft rock during mine shaft construction period in west China // Procedia Engineering. 2011. V. 26. P. 992-1000.
4. Glot I., Shardakov I., Shestakov A., Tsvetkov R., Gusev G. Incli-nometer-Based Long-Term Monitoring of the Headframe of Salt Mine Shaft // Journal of Physics: Conference Series. 1945 (2021) 012009. 2021. 6 C.
5. Worknov Yu.N. Mechanics of a deformable solid: textbook. handbook for universities. Moscow: Nauka, 1988. 712 p.
6. Olovyanny A. G. Mechanics of rocks. Modeling of the destruction. St. Petersburg: LLC "Publishing and printing company "COSTA", 2012. 280 p.
7. Novatsky V. Theory of elasticity. M.: Mir, 1975. 872 p.
8. Kovalev V. A., Radaev Yu. N. Coupled thermomechanical orthogonality in nonlinear models of thermoelasticity of the third type // Bulletin of the Samara State Technical University. Ser. Physical and mathematical sciences. 2013. №. 1 (30).
9. Singh M., Raj A., Singh B. Modified Mohr-Coulomb criterion for non-linear triaxial and polyaxial strength of intact rocks //International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences. 2011. V. 48. No. 4. R. 546-555.
10. Baryakh A. A., Samodelkina N. A. On one criterion of rock strength // Cheby-shevsky collection. 2017. V. 18. №. 3 (63).
11. Solyanik-Krassa K.V. Axisymmetric problem of the theory of elasticity. M.: Stroyizdat, 1987. 336 p.
12. Skripnyak V.A., Skripnyak E.G. Methods for solving plane problems of linear elasticity theory. Tomsk: TSU, 1998. 32 p.
