CC BY
46
III. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ВОПРОСЫ БЕЗОПАСНОСТИ ГОРНЫХ РАБОТ
УДК 622.281.74
В.Т. Преслер (доктор технических наук, ведущий научный сотрудник Института угля СО РАН) В.Е. Ануфриев (кандидат технических наук, старший научный сотрудник Института угля СО РАН)
Н.В. Черданцев (доктор технических наук, доцент, старший научный сотрудник Института угля СО РАН)
Компьютеризированный расчет параметров анкерного крепления выработок, проводимых в угольных пластах
Представлено компьютеризированное методическое обеспечение анкерного крепления выработок, проводимых в угольных пластах, базирующееся на прогнозе напряженно-деформированного состояния приконтурного массива и теории сводообразования. Данное обеспечение ориентировано на расчет параметров этого типа крепления выработок, проводимых вне зон влияния выработанных пространств действующих лав, в зоне их влияния и непосредственно в створе лавы. Расчет анкерного крепления выработок реализован в виде трех самостоятельных программных модулей в среде широко известного программного средства Microsoft Excel.
Ключевые слова: АНКЕРНОЕ КРЕПЛЕНИЕ ВЫРАБОТОК, НАПРЯЖЕННО-
ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ ПРИКОНТУРНОГО МАССИВА, ОПОРНОЕ ДАВЛЕНИЕ, СВОДЫ ДАВЛЕНИЯ И ВЫВАЛООБРАЗОВАНИЯ
Необходимость в компьютеризированном расчете параметров анкерного крепления обусловлена широкомасштабным переходом от рамного к данному типу крепления горных выработок, существенно снижающему материалоемкость технологии подземной угледобычи. Отметим, что к настоящему времени 90-95% выработок, включая и капитальные выработки, на угольных пластах пологого залегания крепятся анкерами. В связи с этим на первый план выдвигается задача компьютеризированного методического обеспечения этого перспективного способа их крепления. Большее число существующих методик основано на прогнозе смещений пород кровли и контроле состояния упрочненной анкерами кровли по ее расслоению [1], что не позволяет получить достоверных оценок параметров анкерного крепления. Об этом говорит и тот факт, что рассчитанные по ним параметры сталеполимерных анкеров не обеспечивают устойчивость выработок в ходе их эксплуатации и в дальнейшем возникает острая необходимость в усилении этого крепления посредством анкеров второго уровня, например канатных (тросовых).
Применение двухуровневых систем анкерного крепления значительно расширяет технологические возможности подземной угледобычи и повышает уровень безопасности подземных работ по фактору проявления горного давления. Только учет опорного давления обеспечит надежные оценки параметров этих систем. И только в этом случае контроль состояния заанкерованных пород кровли по расслоениям и нагрузкам на анкеры послужит надежной оценкой работоспособности крепи в целом и не будет противоречить прогнозу значений ее параметров с точки зрения контроля геомеханического состояния. Однако для учета этого фактора горного давления необходима разработка компьютерной модели напряженно-деформированного состояния массива в окрестности выработок. Наличие такой модели для реальных горно-технологических условий отработки пласта позволит рассчитать параметры опорного давления (протяженность предельнонапряженной и разрушенной зон пласта), образуемого над выработкой свода давления и формируемого в ее области вывала, и соответствующего им крепления выработок (длина и число анкеров). Решению этой задачи посвящена данная работа.
При подработке пород кровли протяженной одиночной выработкой распределение нормальных напряжений а„, МПа, в краевой зоне угольного пласта описывается выражением вида:
где г - полупролет выработки, м; уН - горное давление, МПа, на глубине ведения работ Н, м; у-
стояние от середины выработки до произвольной точки краевой зоны, м; Е - параметр спада на-
ти предельно-напряженной зоны (ПНЗ) протяженностью А, м.
Первый участок в выражении (1) характеризует снятие реакции отпора со стороны пласта с подработанных пород кровли, второй участок - рост реакции отпора краевой зоны пласта от значения а, до максимального уровня а, определяемого из выражения:
Третий участок характеризует спад напряжений в упругой части пласта. Параметр этого спада рассчитывается по формуле:
При известных величинах а, и и протяженность ПНЗ рассчитывается из условия равновесия «разгрузки» и «пригрузки» пласта, которое имеет вид:
0,
х < г
(1)
3
удельный вес пород, т/м ; а - остаточная прочность краевой зоны угольного пласта, МПа; х - рас-
пряжений в упругой части пласта, МПа-м2; и - модуль роста напряжений, МПа/м, в срединной час-
(2)
Е = Аа • Л2; Аа = а-уИ.
(3)
о
В результате решения уравнения (4) получим формулу для расчета протяженности ПНЗ
А = -
3 Аа* + \
Аа*2 + --Н • г • и
3 ; Аа* = Н • сова - а*, (5)
4и
где а- угол падения пласта, град.
Величины а, и и рассчитываем по полуэмпирическим зависимостям [2, 3, 4]:
2 -а» с
и=------; а = к -а аш = ю/; кс =к, ■ к„; к8= 0,5-0,12-/; к, = £ + (—), (6)
т (1 + ,)
где /- средневзвешенная крепость угольной пачки пласта, ед.; т - вынимаемая мощность пласта, м; , - время существования выработки, измеряемое числом месяцев; £, £- эмпирические
коэффициенты, д.е.
При подработке пород кровли над выработкой наблюдаются своды разрушения четырех типов: шатровая, корытообразная, эллиптическая, параболическая. Свод давления включает в себя видимый свод разрушения, но по ширине отличается от него наличием переходной зоны.
В работе [5] показано, что при боковом давлении Я^0 свод давления имеет эллиптическую форму. Контур свода в поперечном сечении выработки описывается выражением:
у = кя-л1к/-(Б• ~-~2); ~ = х+-2; кя = у-; к/ = а, (7)
кр с
где Б=Ь+ал+ае - эффективный пролет свода, м; Ь - ширина выработки, м; ал, ае - протяженность зон разрушения пласта соответственно в лежащем и висячем боках выработки (при равных условиях в боках а=ал=ае), м; ккре[0,5-0,7] - коэффициент снижения прочности пород кровли от длительности действия нагрузки, который в зависимости от крепости пород/с описывается выражением, полученным посредством аппроксимации эмпирических данных [6]:
ккр = 0,0000184/5 - 0,000781/с4 + 0,0129/- - 0,1044/с2 + 0,4223/с + 0,2814, (8)
Яс - средневзвешенное сопротивление пород кровли одноосному сжатию на интервале ширины выработки связано с их крепостью/с соотношением Яс=10-/с.
Поскольку технологические службы шахт не имеют информации о соотношении горизонтальных и вертикальных компонент напряжений, то коэффициент бокового давления Я определим по трещиноватости пород, которую будем оценивать по расстоянию гтр, м, между трещинами, измеряемому при исследовании скважин, пробуриваемых для установки анкеров. Тогда имеем:
Я = 0,374 - 0,1781 • 1пгтр . (9)
Протяженность зоны разрушения пласта а (при неравных условиях в боках выработки - ал либо ае) согласно формулам (1)-(3) рассчитывается по формуле:
а -Н
а > а
пл
апл . (10)
апл -а* а ^ а
---------------, апл ^а
а - а*
В формуле (10) посредством коэффициента кос учтен эффект объемного сжатия, возникающего при деформировании краевой зоны пласта вследствие прогибов и наклонов обнаженных пород в выработку, что изменяет картину напряжений опорного давления в ПНЗ. Коэффициент в основном зависит от крепости пласта и описывается эмпирической зависимостью вида:
кос = -0,3571f3 +1,6071f 2 - 2,5214f +1,8714 .
(11)
Выражение (7) при кЯ^с/ описывает полуэллипс, а при их равенстве - круг. Согласно ему максимальная высота свода давления равна:
2
(12)
Внутри контура свода давления (7) формируется породный контур вывалообразования, создающий нагрузку на крепь выработки, с площадью сечения, рассчитываемой по формуле:
S = Y •
Y
b + cn + С - - •
í
1 1
+
Y
tgP tgp
- S n .
(13)
где £п - площадь присекаемых пород кровли, м2; с=сл (с=се) - ширина призмы сползания в лежачем либо висячем боку выработки, м, рассчитываемая по формуле [7] с = Н• Щ(45- р/2); к - высота лежачего или висячего бока, м; р- угол внутреннего трения, град, рассчитывается по зависимости, полученной на основе аппроксимации эмпирических данных [8]:
р = -0,0455 • fc3 + 0,61 • fc2 - 0,793 • fc + 38,286 .
(14)
В формуле (13) р = рх, р = (р2 при проведении выработки по простиранию либо под острым углом к простиранию пласта, р = ~ = р3 при проведении выработки по падению или восстанию пласта, где р1, р2, рз - углы давления, град, рассчитываемые согласно [2].
Погонная Q, тс/п.м и удельная P, тс/м2 нагрузки на крепь, длина анкеров l, м, и их число п, шт./п.м, рассчитываются по формулам:
Q = /• S • cosa; P = Q; l = Y + 0,05 \N +1) + 0,15 - hn; n = Q—2 Nc , (15)
b к N
к
где hn - величина присечки в месте установки анкера; Nc, NK - несущая способность соответственно сталеполимерного (первый уровень) и канатного (второй уровень) анкера, тс/п.м. При одноуровневой системе крепления следует в числителе принять Nc=0, а в знаменателе Nkзаменить на Nc. Как следует из формулы (15), при двухуровневых схемах крепления из анкеров первого уровня функцию подвески и сшивки пород (так же, как и канатные анкеры) выполняют только два крайних анкера.
Прогнозная модель (1)—(15) полностью обеспечивает расчет параметров анкерного крепления выработок вне зоны влияния выработанных пространств (ВП) действующих лав с учетом геомеханического состояния массива в их боках. Если выработка находится в зоне влияния опорного давления лавы (ее угловой части), то необходимо уточнить параметры этого состояния. Используя принцип суперпозиции для зоны максимальных напряжений в боку выработки, с учетом опорного давления в угловой части лавы запишем выражения для расчета суммарных напряжений a-i, МПа:
2•а • к
аЕ =а + 0,83 а0 -УН ; а0 = а,0 + и0 • А0 ; и0 =-; а,0 = кс0 апл ; кс0 = Vк,0 , (16)
т„
где величины а0, а,0, Цэ, А0, к,0 имеют тот же смысл, что и а, а,, и, А, к,, но применительно к
краевой зоне угловой части лавы. Для расчета кю полагается £=0,4; £=0,5; £=0,6, а , = т0 =
и
15 • V
Установившийся шаг обрушения пород основной кровли Ьоб, м, рассчитывается по формуле [9]:
; коб = 0,0333/3 - 0,5/2 + 2,86667/ + 1 ,
Ь об к об
10 • / • (1 + вта^ 3,5 • V
уН Ь л
(17)
где Ьл, V - соответственно длина лавы, м, и скорость ее подвигания, м/сут. Входящий в формулу (16) коэффициент влияния скорости подвигания лавы к,е[0,4; 0,8] выбирается в зависимости от ее скорости V и крепости пласта/ Величина А0 рассчитывается по формуле (5), в которой полагается г=иК1уН, где модуль пригрузки консоли пород ик, МПа^м, рассчитывается по формуле:
и к =
Н
■ + Ь
•УН - 0,01 •(Ък • ( +АЬоб • тнк-у)
сова; АЬб = -Ь -Ь , (18)
' об об зк к ’ ' '
где тнк - мощность непосредственной кровли, м; Ьзк - ширина захвата выемочного комбайна, м; Ьк - длина контакта механизированной крепи с породами кровли, м; щк - удельная несущая способность секций этой крепи, тс/м2;]=1, 2, 3 - индекс угла давления, определяемый в зависимости от ориентации трассы выработки.
На основе (16) уточняется протяженность ПНЗ А2, м, в боках выработки:
; иV = л]и •и0 ! а*2 = -\]а* • а,0
(19)
и для полученных значений А2 и а2 согласно (10) - протяженность зоны разрушения а2. Расчет параметров свода давления и крепления производится аналогично выработке вне зоны влияния ВП.
Для выработки, находящейся непосредственно в створе лавы, расчет параметров производится согласно (1) - (18) за исключением эффективного пролета свода и его максимальной высоты, которые рассчитываются следующим образом:
У з + У б
Б = Ьн + се + тепл •tgа, Г =
2
(20)
где уз = Орд((се О,а0,0±); уб = Орд(у3,а0,П0) - ординаты точек свода давления над выработкой в створе лавы, м, рассчитанные на границе области разрушения краевой зоны пласта а0 по
формуле Орд (к, х, у ) = — д/х^ (2 • у - х) ; 0 = тепл -(2тет + 4,5), 0± =-- полуоси
У к у• ^к/
сводов давления соответственно над ВП по простиранию пласта и перпендикулярно ему, м; ксе -
у + т
коэффициент снижения высоты свода; П 0 = а0 + Ь +—-----------—— пролет свода над выработкой,
н
м; Ьн - наклонная ее ширина, м.
Построенная модель (1)-(20) обеспечивает прогноз параметров опорного давления, свода давления и крепления выработок, расположенных как в зоне влияния ВП действующей лавы, так и
непосредственно в ее створе. На основе данной модели разработаны алгоритмы расчета параметров анкерного крепления выработок для трех отмеченных технологических вариантов их проведения. Алгоритмы реализованы в форме трех самостоятельных программных модулей в среде популярного и широко используемого программного средства Microsoft Excel.
На рисунках 1-3 приведены расчетные модули, в рамках которых получены результаты прогноза значений параметров опорного давления, свода давления и крепления выработки при одних и тех же ее параметрах и среды проведения (глубина горных работ 800 м). Наличие букв “л” и “в” в индексах величин указывает на лежачий и висячий бока выработки. Используемые в модулях параметры Тт=1, 2, 3 и Тл=1,2,3 определяют индексj угла давления.
Представленные в резюме модулей параметры крепления округляются до наименьшего или наибольшего целого, или до их среднего значения в зависимости от значения параметра. Как видно из резюме модулей (рисунки 1-3), с усложнением условий поддержания выработки (вне зоны влияния ВП ^ в зоне влияния ВП ^ в створе лавы) существенно увеличиваются и длина анкеров, и их число. Так, необходимая длина анкеров увеличивается от 4 до 7 м. Темп роста постоянный. Число анкеров на погонный метр увеличивается с 1,5 до 3, однако темп роста снижается с одного анкера до его половины.
На рисунке 4 приведена одна из возможных схем расположения анкеров для выработки, находящейся вне и в зоне влияния ВП (этому технологическому варианту размещения анкеров соответствует размер, проставленный в пределах штриховых линий). Эта же схема без штриховых линий будет применима и для выработки в створе лавы, если вместо 2 п.м (2000 мм), в пределах которых показано размещение анкеров, использовать 1 п.м (1000 мм).
Модуль 1. Расчет параметров канатных анкеров для крепления выработок
вне зоны влияния выработанных пространств лав
Исходные данные
Плотность пород кровли тс/м 3 Y 2,5 10 a град. Угол падения пласта
Глубина расположения выработки м H 800 0,4 r тр м Среднее расстояние между трещинами
Ширина выработки м b 5,5 ftO Ввод данных Oft 12 t мес Срок службы выработки
Высоты лежачего и висячего боков выработки м h л h е 2.9 3.9 0,8 2,4 f f і ус ед. Средневзвешенная крепость пласта и пород кровли на интервале ширины выработки
Мощности пласта в лежачем и висячем боках m л 2 0,4 4 Эмпирические коэффициенты для расчета
выработки m е 3 0,5 Z д. е обобщенного коэффициента снижения прочности
Мощность пород непосредственной кровли м m нк 5 0,6 s пласта на его обнажении
Площадь присечки пород в кровле пласта и величина присечки в месте установки анкера 2 м м S П h П 5 0,9 1 Tk ед. Тип кровли 1 - I, 2 - II, 3 - III, 4 - IV
Несущая способность анкеров 1-го и 2-го уровней тс N с N к 10 21 1 Ориентация трассы выработки Tm =(1, 2, 3) По простиранию пласта
Параметры опорного давления, свода давления, нагрузки на крепь, анкеров и другие расчетные данные
Горное давление МПа YH 20,0 64 Vi(f і)
Кубиковая и остаточная прочность пласта МПа &пл ff* 8,0 1,64 72 67 Vi(f і) і) град Углы давления
Максимальные напряжения в боках °л 31,0 М Расчетные данные U' 39 p(f 1) град Угол внутреннего трения
выработки °е 30,3 0,54 Л д е Коэффициент бокового давления
Коэффициенты роста напряжений в ПНЗ боков выработки МПа/м U л U е 1,64 1,09 0,70 0,85 k ос f) k кр (f 1) д. е. Коэффициенты объемного сжатия и снижения прочности пород кровли
Ширины призмы сползания в боках выработки м c л c е 1,37 1,85 0,51 0,20 kt kc д е Коэффициенты снижения прочности пласта со временем и обобщенный
Ширины ПНЗ в боках выработки A л 17,9 0,40 k s д е Коэффициент структурного ослабления пласта
A е 26,2 20,0 B м Эффективная ширина подработки
Ширины зон разрушения в боках выработки м a л a е 5,8 8,6 3.7 21.7 Y (f 1) S м 2 м Максимальная высота и площадь сечения контура свода давления
Погонная и удельная нагрузки на крепь тс/п.м тс/м2 Q P 54,3 9,9 1,6 4,0 n l шт /п м м Число и длина анкеров второго уровня
1 Резюме. К проекту принимаются анкеры второго уровня длиной 4 м из расчета 1,5 анкер/п.м.
Рисунок 1 - Программный модуль для расчета параметров крепления выработок вне зоны влияния выработанного пространства действующей лавы
Модуль 2. Расчет параметров канатных анкеров для крепления выработок в зоне влияния временного опорного давления лавы
Исходные данные
Плотность пород кровли тс/м3 У 2,5 Ввод данных М 10 а град. Угол падения шиста
Глубина расположения выработки м н 800 0,4 Г ' тр м Среднее расстояние между трещинами
Ширина выработки м ь 5,5 12 г мес Срок службы выработки
ВЪкоты лежачего и висячего боков выработки м Ьл к в 2.9 3.9 0,8 2,4 4 / /і /э ус ед. Средневзвешенная крепость пласта и пород кровли над выработкой и ВП ливы
Мощности пласта в лежачем и висячем боках выработки м тл тв 2 3
0,4 0,5 0,6 4 <Т е д. е Эмпирические коэффициенты для расчета обобщенного коэффшнента снижения прочности пласта на его обнажении
Вынимаемая лавой мощность пласта м твпл 3
Мощность пород непосредственной кровли м тш 5
Площадь присечод пород в кровле пласта и величина присечки в месте установки анкера 2 м м ^п кп 5 0,9 0,8 4 ь зк ьк м м ШЬфнна захвата вымочного комбайна и длина контакта мех. крепи с породами кровли
Несущая способность анкеров 1-го и 2-го уровней тс Мс 10 21 200 10 Ьл V м м/сут Дина лавы и ее среднесуточная скорость подвигания
Удельная несущая способность севдий мех. крепи тс/.м2 ^ к 100 1 Тк ед. Тип кровли 1 - 1, 2 - II, 3 - III, 4 - IV
_ ! Ориентация трассы По простиранию пласта ■ ^ ^ \ выработки 1т= (1, 2, 3) 1 3 Направление выемки Тл =(1, 2, Э) По падению (восстанию) пласта
Параметры опорного давления, свода давления, нагрузки на крепь, ажеров и другие расчетов да^ъе
Горное давление МПа уН 20,0 Ш Расчетные данные М 0,04 То мес. Время подхода лавы
Кубиковая прочность пласта МПа апл 8,0 39 Рі) град. Угол внутреннего трения
Остатовдая прочность пласта, пласта в .лаве, пласта под действием ВП .лавы МПа а, аю а,к 1,64 2,9 2,2 61 70 65 ФІЇз) ф/з) ф/з) град. Углы давления
Максимальны напряжения в боках выработвд в середине и углу лавы и боках выработки под действием ВП лавы МПа ал ав ао аугл аКл аКв 31.0 30.3 69.1 57.3 68.3 67,6 0,54 л д. е Коэфф шнент бокового давления
0,70 0,94 кос(/) кр /э) д. е Коэфф шненты объемного сжатия и снгаоения прочности пород кровли
0,40 к 3 д. е Коэфф шнент структурного ослаблен ш пласта
0,50 6,60 kv /) к 06 (/) д.е. Коэффшнент влияния скорости! подвигания лавы и установления шага обрушения
Превышение напряжений над уИ в углу лавы МПа ¿Пул, 37,3 0,51 0,20 0,89 0,36 к{ кс кг о ксо д е Коэффшненты сншжния прочности пласта и пласта в лаве со временем и обобщенные
Шфнны призмы сползания в боках выработки м с л с в 1,37 1,85
Ширины ПНЗ в боках вьработод, лаве и боках выработод под действием ВП лавы м Ал Ав Ао АКл АКв 17.9 26,2 69,2 52.9 64,0 1,64 1,09 0,96 1,25 1,02 ил ив ио икл икв МПа/м Коэффшненты роста напртаоений в ПНЗ боков выработки, лавы и боков выработки под действием ВП лавы
Ширины зон разрушения в боках выработод под действием ВП лавы м акл а Кв 11,4 13,9 3781 ик МПа ‘М Коэфф шнент пригрузод консоли пород
30,8 В м Эффективная ширина подработки
ШЬг обрушения основной кровли и длина консоли нависающих ее пород м Ьб /э) ¿Ьоб 6,5 1,7 5,1 28,0 У/Ї) S м 2 м Максимальная высота и площадь сеяния контура свода давления
Погонная и удельная нагрузод на крепь тс/пм тс/м2 й Р 70,0 12,7 2.4 5.4 п 1 шт/пм м Число и длина танкеров второго уровня
Резюме. К проекту принимаются анкеры второго уровня длиной 5,5 м из расчета 2,5 анкер/пм
Рисунок 2 - Программный модуль для расчета параметров крепления выработок в зоне влияния выработанного пространства действующей лавы
Модуль 3. Расчет параметров канатных анкеров для крепления выработок в створе с лавой
Исходные данные
Плотность пород кровли тс/м 3 У 2,5 10 а град. Угол падения ^аста
Глубина расположения выработки м н 800 0,4 Г ' тр м Среднее расстояние между трещинами
Ширина выработки и ее наклонная ширина м ь Ь н 5,5 5,7 Ввод данных М 0,8 4 / /з ус ед. Средневзвешенная крепость ^таста и пород кровли над ВП лавы
Высота висячего бока выработки м к в 3,9 0,5 к св д е Коэффициент снижения свода в углу лавы
Вынимаемая лавой мощность пласта м т впл 3 200 Ь л м Длина лавы и ее среднесуточная скорость
Мощность пород непосредственной кровли м т нк 5 10 V м/сут подвигания
Площадь присечки пород в кровле пласта и величина присечки в месте установки анкера 2 м м В В 5,0 0,9 0,8 4 Ь зк ьк м Ширина захвата выемочного комбайна и длина контакта мех. крепи с породами кровли
Несущая способность анкеров 1-го и 2-го 10 100 Я к тс/. м 2 Удельная несущая способность секций мех. крепи
уровней N к 21 1 Тк ед Тип кровли 1 - 1, 2 - II, 3 - III, 4 - IV
_ і Ориентация трассы По простиранию пласта ! ! выработки 1т=(1, 2, 3) 1 3 Направление выемки Тл =(1, 2, 3) По падению (восстанию) пласта
Параметры опорного давления, свода давления, нагрузки на крепь, анкеров и другие расчетные данные
Горное давление МПа ун 20,0 0,04 То мес Время подхода лавы
Кубиковая прочность пласта МПа упл 8,0 42 Р/з) град. Угол внутреннего трения
Остаточная прочность ^аста в лаве МПа у. 2,87 61 фіУ3)
Максимум опорного давления лавы МПа Уо 69,1 70 ФіУ3) град. Углы давления
Ширина ПНЗ лавы м А 0 69,2 65 9з(/з)
Ширина зоны разрушения в боку выработки м а о 13,5 [Ш Расчетные данные 0,54 х д е Коэффициент бокового давления
Шаг обрушения основной кровли и длина консоли нависающих ее пород м Ьоб /з) „„ 6,5 1,7 0,70 0,94 к ос (/) к кр (/з) д.е. Коэффициенты объемного сжатия и снижения прочности пород кровли
Соотношение прочности ^аста и пород кровли д. е к/ 0,20 0,50 kv(/) д.е Коэффициент влияния скорости подвигания лавы и
Коэффициент роста бокового отпора со временеї д. е к х 0,57 6,60 к об (/3) установления шага обрушения
Полуоси сводов давления над ВП по простиранию пласта и перпендикулярно ему м О Ох 31,5 123,9 0,89 0,36 кг о к с 0 д.е Коэффициенты снижения прочности пласта со временем и обобщенный
Пролет свода над выработкой в створе с лавой м Ц) 23,7 0,40 кв д.е. Коэффициент структурного ослабления пласта
Координаты свода давления над забоем лавы м У з 7,1 1,74 с в м Ширина призмы сползания в висячем боку
и боком выработки У 6 6,4 0,96 и о МПа/м Коэффициент роста напряжений в ПНЗ лавы
Максимальная высота и площадь сечения контура свода давления м 2 м У л 6,8 27,7 3781 ик МПа м Коэффициент пригрузки консоли зависающих пород
Погонная и удельная нагрузки на крепь тс/п м тс/м2 в р 69,3 12,6 2,8 7,1 п 1 шт/пм м Число и длина анкеров второго уровня
Резюме. К проекту принимаются анкеры второго уровня длиной 7 м из расчета 3 анкер/п.м.
Рисунок 3 - Программный модуль для расчета параметров крепления выработок в створе лавы
Рисунок 4 - Схема усиления крепления выработки канатными анкерами
Таким образом, создан программный продукт для расчета параметров анкерного крепления выработок, проводимых в угольных пластах в различных горно-технологических условиях, который может быть использован для проектирования паспортов крепления непосредственно в шахтах. Данный продукт не требует особых навыков освоения в силу ориентации на технологов шахт и может быть поставлен на любой персональный компьютер, имеющийся в их технологических службах.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1 Инструкция по расчету и применению анкерного крепления на угольных шахтах России. -С.-Петербург, 2000. -67 с.
2 Петухов, И.М. Теория защитных пластов /И.М. Петухов, А.М. Линьков, В.С. Сидоров, И.А. Фельдман. -М.: Недра, 1976. -224 с.
3 Ануфриев, В.Е. Параметры опорного давления в краевой зоне угольного пласта очистного забоя при полной подработке легко- и среднеобрушаемых кровель /В.Е. Ануфриев, Ю.Ю. Самолетов, В.А. Пинаев // Вестник Кузбасского государственного технического университета. -2006. -№ 1. -С. 3-6.
4 Методическое руководство по расчету геомеханических параметров технологии отработки угольных пластов короткими забоями. -С.-Петербург: Межотраслевой научный центр ВНИМИ, 2001. -66 с.
5 Широков, А.П. Расчет и выбор крепи сопряжений горных выработок /А.П. Широков, Б.Г. Писляков. -М.: Недра, 1976. -209 с.
6 Ерофеев, Л.М. Повышение надежности крепи горных выработок /Л.М. Ерофеев, Л.А. Ми-рошникова. -М.: Недра, 1988. -245 с.
7 Цимбаревич, П.М. Механика горных пород /П.М. Цимбаревич. -М.: Углетехиздат, 1948.
-184 с.
8 Штумпф, Г.Г. Физико-технические свойства горных пород и углей Кузнецкого бассейна/ Г.Г. Штумпф, Ю.А. Рыжков, Ю.А. Шаламанов, А.И. Петров. - М.: Недра, 1978. -304 с.
9 Мурашев, В.И. Разработка научных основ безопасного ведения горных работ в угольных шахтах на основе исследований геомеханических процессов: автореф. дис. ... докт. техн. наук /В.И. Мурашев. - М.,1980. -42 с.
COMPUTER CALCULATION OF ANCHOR SUPPORT PARAMETERS FOR MINE GALLERIES HEADED IN COAL SEAMS
V.T. Presler, V.Ye. Anufriev, N.V. Cherdantsev
Computer methodological support is presented for mine galleries anchor support headed in coal seams is presented and it is based on forecast of stressed-deformed condition of marginal massif and theory of arch roof formation is directed towards calculation of this type supports for mine galleries headed away from gob area influence, in the area of it’s influence and in the longwall itself. Calculation of galleries’ anchor support is realized in the form of three independent program modules in Microsoft Excel environment.
Key words: MINE OPENING ANCHOR SUPPORT, STRESSED-DEFORMED CONDITION OF MARGINAL MASSIF, SUPPORT STRESS, STRESS AND INRUSH ROOFS
Преслер Вильгельм Теобальдович Тел.(3842) 45-20-61 Ануфриев Виктор Евгеньевич E-mail: anufrve@mail.ru Черданцев Николай Васильевич E-mail:cherdantsevnv@icc.kemsc.ru
