CC BY
13ISSN 0136-4545 !Ж!урнал теоретической и прикладной механики.
№4 (69) / 2019.
УДК 622.831, 622.23.02
©2019. Ф.М. Голубев
МЕТОДИКА ПРОГНОЗА ОСЕДАНИЙ ЗЕМНОЙ ПОВЕРХНОСТИ ПРИ ЗАТОПЛЕНИИ ОЧИСТНЫХ ВЫРАБОТОК ЛИКВИДИРУЕМЫХ УГОЛЬНЫХ ШАХТ
В настоящей статье описан механизм деформационных процессов, происходящих в горном массиве при его намокании с применением экспериментальных и лабораторных исследований. Установлены недостатки существующей методики и предложены решения по их устранению. Описан инновационный подход к моделированию геомеханических процессов, связанных с ликвидацией угледобывающих предприятий. На основании МКЭ моделей выведены зависимости величины оседаний от высоты подъема шахтных вод над лавой и глубины затапливаемых горных выработок. Приведена общая формула расчета оседаний земной поверхности. Ключевые слова: сдвижения земной поверхности, затопление горных выработок, ликвидация шахт, МКЭ модели.
Введение Активизация геомеханических процессов может происходить не только при подработке земной поверхности, но и при ликвидации угольных предприятий, в результате затопления массива. Существующие способы прогнозирования деформаций, вызванных активизацией геомеханических процессов при затоплении ликвидируемых шахт, требуют уточнения, так как они не учитывают влияние ряда факторов, которые могут серьёзно сказаться на точности прогноза деформаций земной поверхности при затоплении ликвидируемых горных выработок.
Существующие методики прогноза деформаций земной поверхности, вызванных активизацией геомеханических процессов, которые описаны в источниках [1, 2] обладают целым рядом недостатков. Как показывают расчёты, значения деформаций, полученные по таким методикам, могут различаться в несколько раз. Кроме того, методика [1] имеет собственные ограничения по глубине. Фактическая мощность пласта при этом в соответствии с [1] заменяется на остаточную мощность, которая вычисляется по формуле:
т0 = К1 х К2 х К3 х К4 х К5 х тв, (1)
где К1 - коэффициент зависящий от степени метаморфизма углей (угли марки А - К1 = 1, 0; угли марок ТС, Т, ОС, КС, КЖ, К, Ж - К1 = 0, 8; угли марок ГЖС, ГЖ, Г, ДГ, Д - К1 =0, 6);
К2 - коэффициент, зависящий от последующих подработок горной выработки нижележащими пластами (К2 = 1, 0 если выработка не была подработана; К2 = 0, 8 если выработка подработана одним пластом; К2 = 0, 5 если выработка была подработана 2-мя и более пластами);
К3 - коэффициент, зависящий от наличия пустот и зон разуплотнений (принимается по результатам дополнительных исследований);
К4 - коэффициент зависящий от обводнённой горных пород (К4 = 0, 5 если горные выработки затоплены, и К4 = 1, 0 если горные выработки не затоплены);
К5- коэффициент зависящий от глубины горных работ (К5 = 1, 0 если Н < 100 м, К5 = 0, 5 при Н в пределах 101-200 м, К5 = 0, 3 при Н в пределах 201300 м, К5 = 0,1 при Н в пределах 300-500 м, если Н > 500 м, К5 = 0);
тв - вынутая мощность пласта, м.
Для расчёта деформаций необходимо полученное значение то подставить в формулу расчёта оседаний, указанную в «Правилах подработки» [5], вместо тв
Несовершенство существующей методики, в частности коэффициента К5, не позволяет учитывать в полной мере влияние затопления горных выработок на всех пластах на поверхность. Ярким подтверждением того, что затопление выработок, расположенных на глубинах более 500 метров может вызывать деформации земной поверхности, являются наблюдения Е.И. Питаленко, результаты которых представлены на рисунке 1. Стоит отметить, что на момент наблюдений на шахте «Кочегарка» были затоплены исключительно выработки, расположенные ниже глубины 800 метров, а водоотлив велся на шахте им. В.И. Ленина.
Рис. 1. - Визуализация результатов измерений на наблюдательной станции по ул. Первомайская, г. Горловка ш. "Кочегарка".
Кроме того, жесткое ограничение глубин для каждого коэффициента, ведет к образованию в прогнозных величинах деформаций необъяснимых скачков (рис. 2).
Аналогичным недостатком обладает и методика вычисления продолжительности процесса сдвижения описанная в [1].
Очевидна необходимость разработки новой методики, учитывающей указанные недостатки, и позволяющей прогнозировать критические деформации при ликвидации угледобывающих предприятий. Для разработки такой методики была создана конечно-элементная модель отработки горного массива. Для корректировки МКЭ модели на основании исследований [3] моделировался образец горной породы размерами 50х50х50 мм, для которого рассчитывались следующие механические характеристики.
Рис. 2. - Визуализация графика изменения коэффициента К5 с увеличением глубины согласно действующему нормативному документу.
Модуль сдвига:
Модуль Юнга:
С =
1 &1 • &2 + &2 ' &3 + &1 ' &3
2
€1 • £2 + £2 • £3 + £1 • £3
«'С
, МПа.
3К + С'
Коэффициент поперечной деформации:
3Д- 2С
(2)
(3)
(4)
6К + 2С'
Соответствующий образец моделировался в программном комплексе Апвув и калибровался по результатам натурных экспериментов описанных в [4].
На основании откалиброванного образца создавалась конечно-элементная модель подработки со следующими параметрами: максимальная глубина отработки лав 850 м; длина 1 погашенной очистной выработки 200 м; максимальное количество лав на пласте -11; Размеры модели: ширина 4000 метров, глубина 1100.
В модель закладывались следующие физико-механические свойства: модуль Юнга (МПа); коэффициент Пуассона; плотность(кг/м3); удельное сцепление; угол внутреннего трения (град). Форма элемента тетраэдр. Модель ортотроп-ная. Учитываются глубина отработки, мощность угольных пластов и наносов. Прочностные характеристики горных пород описываемых в экспериментальной модели указаны в таблице 1.
Чтобы модель работала адекватно необходимо провести ее калибровку по фактическим или расчетным параметрам. Критерием калибровки были выбраны рассчитанные по [2] оседания земной поверхности при подработке. Отколиб-рованная модель представлена на рисунке 3.
Таблица 1. Характеристика моделируемой породной толщи
№ Наименование пород Крепость по шкале проф. Протодьяконова, í
1 Наносы 1
2 Глинистый сланец 4
3 Песчаный сланец 6
4 Песчаник 8
5 Песчаный сланец 6
6 Угольный пласт 1,5
7 Глинистый сланец 4
8 Песчаник 8
9 Песчаный сланец 6
10 Известняк 10
11 Угольный пласт 1,5
12 Глинистый сланец 4
13 Песчаник 8
14 Песчаный сланец 6
15 Песчаник 8
16 Глинистый сланец 4
17 Известняк 10
18 Песчаный сланец 6
19 Угольный пласт 1,5
20 Глинистый сланец 4
21 Песчаник 8
контактная поверхность
22 Песчаник 8
23 Известняк 10
24 Песчаный сланец 6
25 Песчаник 8
26 Угольный пласт 1,5
27 Песчаник 8
контактная поверхность
28 Песчаник 8
29 Угольный пласт 1,5
30 Песчаный сланец 6
31 Угольный пласт 1,5
32 Глинистый сланец 4
33 Песчаный сланец 6
34 Песчаник 8
35 Глинистый сланец 4
36 Песчаный сланец 6
37 Песчаник 8
38 Глинистый сланец 4
39 Песчаный сланец 6
При калибровке была получена сходимость графиков оседаний с максимальной погрешностью 3-5 %, это позволяет утверждать, что модель работает адекватно, как в отношении новых, так и в отношении погашенных лав.
Рис. 3. - Результаты расчета оседаний на конечно-элементной модели.
Моделировался ряд случаев затопления угольного массива на 50 метров над лавой при различном количестве лав на пласте (от 1 до 11 лав). А также моделировался подъем воды на высоту распространения зон водопроводящих трещин (ЗВТ), которые по различным исследованиям, в зависимости от ряда горногеологических и горно-технических факторов могут варьироваться от нескольких десятков до сотен метров над лавой [5]. Для моделирования затопления использовались закономерности изменения физико-механических свойств горных пород при увлажнении описанные в [3, 6]. Характер изменения свойств песчаника отражают следующие зависимости:
Еувлажн _
Е песч
рсух Е песч
1,5
где: Е,
увлажн
.увлажн _ 1 сух 1 2
И'песч И'песч ^ ?
модуль упругости увлажненного песчаника; Е,
сух песч
(5)
(6)
модуль упру-
увлажн, т 1 т-г
гости сухого песчаника; ц.песч - коэффициент Пуассона увлажненного песчаника; ц.с„Исч - коэффициент Пуассона сухого песчаника.
По результатам моделирования выявлено соответствие характера оседаний, вызванных затоплением горного массива, характеру оседаний при подработке. При этом величина оседаний вызванных затоплением горного массива не превышает 20 % от оседаний вызванных подработкой. В результате исследований были выведены зависимости оседаний, вызванных активизацией геомеханических
процессов, от высоты подъема подземных вод при затоплении ликвидируемых горнодобывающих предприятий, и от глубины расположения затапливаемого выработанного пространства (рисунок 4 а,б).
Рис. 4. - Зависимости оседаний от: а) высоты подъема воды при полной подработке земной поверхности; б) глубины выработанного пространства.
Анализ таких зависимостей, позволил определить новые закономерности развития максимальных оседаний, вызванных затоплением горных выработок. Из зависимостей видно что, активизация оседаний, вызванных полной подработкой, при подъеме воды в массиве над лавой носит нелинейный, затухающий характер.
На основании приведенных зависимостей можно вывести общую формулу расчета максимальных оседаний, вызванных активизацией геомеханических процессов при затоплении ликвидируемых шахт.
Пт = (—0.0012^ + 0.71звт + 0.97) х 1д(Н) — —(—0.005/2вт + 2.791звт + 22.2) х т х СоБа ( )
где: 1звт - высота распространения крупных водопроводящих трещин, которые образуются в результате деформации горного массива при его подработке; Н - глубина отработки затапливаемых очистных выработок; т - вынимаемая мощность пласта; а - угол падения пласта.
Выводы. Полученная в результате проведенной работы формула позволяет осуществлять расчет максимальных оседаний с учетом таких факторов как высота зоны водопроводящих трещин, тип горных пород залегающих в кровле пласта, глубина отработки ликвидируемых горных выработок, угол падения, мощность пласта. Полученные результаты позволяют получать более объективные показатели вертикальных деформаций и учитывать влияние глубоких горных выработок.
1. Ликвидация угольных шахт. Защита земной поверхности от затопления горных выработок. Рекомендации: КД 12.12.004 - 98: Утв. Министерством угольной промышленности Украины 20.12.98. - Донецк, 1998. - 46 с.
2. ГСТУ 101.00159226.001-2003 Правила подработки зданий, сооружений и природных объектов при добыче угля подземным способом / Введ. 01.01.04. - К.: Мшпаливенерго Украши, 2004. - 127 с.
3. Алексеев А.Д. Разрушение горных пород в объемном поле сжимающих напряжений / А.Д. Алексеев, В.Н. Ревва, Н.А. Рязанцев; под общ. ред. В.М. Чиркова. - К.:Наук. думка, 1989. - 168 с.
4. Геомеханические, гидрогеологические и геологические процессы в горных массивах при консервации горнодобывающих предприятий / Отчет о научно-исследовательской работе / РАНИМИ. - Донецк, 2016.- 445 с.
5. Мохов А.В. Морфология зон водопроводящих трещин сдвижения на участках подземных разработок каменноугольных залежей / А.В. Мохов - М., "Неделя горняка-2007". - С. 273 - 280.
6. Иконников М.Ю. Математическое моделирование в задачах оценки эффективности и безопасности горных работ / М.Ю. Иконников, Ю.Р. Иконников, Е.А. Слащева, И.Н. Слащев, А.А. Яланский. - М-во образования и науки Украины, Нац. горн. ун-т. - Днепропетровск: НГУ, 2015. - 215 с.
P.M. Golubev
Method for Predicting Ground Subsidence in Case of Flooding with Water Production Workings in Abandoned Coal Mines.
This article describes the mechanism of deformation processes that occur in the ground being getting wet using experimental and laboratory studies. The disadvantages of the existing methods are identified and solutions for their elimination are proposed. An innovative approach for simulation of geomechanical processes associated with abandonment of coal producers is described. Based on the FEM models, the dependences of the amount of subsidence on the height of mine water rise above longwall face and the depth of the flooded mine workings are derived. The general formula for calculating ground subsidence is given.
Keywords: ground movement, flooding mine workings with water, mine abandonment, FEM models..
Республиканский академический научно-исследовательский и Получено 06.11.2019
проектно-конструкторский институт горной геологии, геомеханики, геофизики и маркшейдерского дела (РАНИМИ), Донецк ranimi@ranimi.org
