CC BY
35
- © А.Е. Балек, 2014
УДК 622.833.5
А.Е. Балек
ОСОБЕННОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ В КРЕПИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ВЫРАБОТОК В УСЛОВИЯХ ЗАПРЕДЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ СКАЛЬНЫХ ПОРОДНЫХ МАССИВОВ
Представлены результаты многолетних периодических натурных инструментальных наблюдений за изменениями напряженного состояния тюбинговой крепи шахтного ствола в процессе горных работ. Выявлены закономерности снижения экстремальных значений замеренных напряжений, обусловленные взаимными перемещениями структурных блоков окружающего массива скальных пород в условиях его запредельного деформирования. Обоснованы эффективные методы управления горным давлением при строительстве выработок в высоконапряженных скальных породных массивах. Основная идея заключается в том, что при рассматриваемых геомеханических условиях, достаточно типичных для строительной геотехнологии, в процессе неупругого деформирования иерархически блочного массива скальных горных пород происходит выравнивание нагрузок, передающихся на крепь вертикальных горных выработок, что обеспечивает более равномерное распределение напряжений, формирующихся в шахтной крепи. И этот фактор следует учитывать при решении инженерных задач.
Ключевые слова: напряженное состояние тюбинговой крепи, строительная геотехнология, скальные горные породы, арочный способ крепления, выработки.
В следствие блочно иерархического строения, характерного для большинства массивов скальных горных пород рудных месторождений, важную роль в формировании напряженно-деформированного состояния массива играют взаимные перемещения структурных породных блоков, от которых во многом зависит устойчивость горных выработок. Недостаточная изученность этих процессов нередко оборачивается крупными аварийными нарушениями ответственных выработок, таких как шахтные стволы. Особую актуальность проблема приобретает с углублением горных работ и переходом массива в запредельное напряженно-деформированное состояние, в условиях которого блоковые подвижки становятся ключевым фактором формирования нагрузок на крепь горных выработок.
В породных массивах ряда месторождений, в частности в массиве шахты «10-летия независимости Казахстана» Донского ГОКа (г. Хром-тау, Казахстан, до 2001 г. - ш. «Центральная»), такого рода переход происходит на сравнительно небольших глубинах. Результаты многолетних инструментальных исследований ИГД УрО РАН [1] свидетельствуют, что вследствие низкой прочности породного массива шахты уже на глубине порядка 500-600 м напряжения достигают величин, при которых большие объемы скальных пород вокруг стволов и прилегающих выработок переходят в состояние, для которого характерны существенные взаимные подвижки структурных породных блоков. Это заключение основано на следующем комплексе натурных данных:
1) По результатам замеров фактических напряжений методом щелевой разгрузки в бетонных и тюбинговых крепях стволов шахты выявлено, что на глубине 500-600 м при неизменных геологических условиях и параметрах в крепи происходит скачкообразное (в 5-6 раз) увеличение сжимающих напряжений.
2) По результатам замеров прироста деформаций крепи и прикон-турного массива стволов в процессе проходки установлено, что увеличение напряжений явилось следствием скачкообразного увеличения зоны сдерживающего влияния забоя: с 1,52 диаметров ствола (что характерно для условий упругого деформирования неразрушенного горного массива) до 3-4 диаметров (что указывает на условия пластического деформирования нарушенного массива в условиях запредельного состояния).
3) По данным оптического буро-скопического зондирования пород вокруг выработок установлено, что увеличение зоны влияния забоя и, соответственно, зоны его влияния, явилось следствием нарушения сплошности (дезинтеграции) и последующего запредельного деформирования массива, проявляющегося в сдвиговых и ротационных смещениях структурных породных блоков размерами от нескольких сантиметров до 1,5-2 м на величину 1-1,5 см и более.
Не известные ранее закономерности формирования напряжений в шахтных крепях для данных условий выявлены на основании анализа результатов натурных исследований, проводившихся ИГД УрО РАН совместно с горной лабораторией Донского ГОКа в течение последних 20 лет при строительстве и вводе в эксплуатацию клетевого ствола.
Ствол глубиной 1009 м диаметром в свету 8 м, вчерне 9-11 м проходили буровзрывным способом по со-
вмещенной технологической схеме. До глубины 547 м в качестве постоянной крепи использовали монолитный бетон, ниже - чугунные тюбинги конструкции «Шахтспецстроя» типа 85 Н с толщиной спинки 40 мм и забутовкой закрепного пространства бетоном В 15. Причиной перехода на тюбинговое крепление послужило разрушение в 1984 г. бетонной крепи строящегося ствола в интервале глубин 552^766 м. После возобновления строительства при проходке очередной рассечки в 1988 г. на глубине 800 м произошло раскрытие горизонтальных трещин в спинках и ребрах ряда тюбингов: в двух тюбинговых кольцах ниже, и в шести - выше рассечки. Это обусловило переход на усиленную конструкцию тюбинговой крепи типа 85 Н с толщиной спинки 60 мм и закрепным пространством мощностью 300 мм из монолитного бетона марки В 25. Тогда же в интервале глубин 830^880 м крепь была дополнительно усилена второй тюбинговой колонной, вписанной во внутреннее сечение ствола. В дальнейшем, после окончания проходки в 1992 г., последовал 10-летний (19942004 гг.) период мокрой консервации ствола и, затем, в 2004-2005 гг. - откачка воды и последующие работы по вводу ствола в эксплуатацию. Тогда и вплоть до настоящего времени новых нарушений крепи ствола и выработок рассечек не зафиксировано.
Вмещающие ствол горные породы в основном представлены серпен-тинизированым дунитом, который в образцах имеет следующие физико-механические свойства: предел прочности на одноосное сжатие и растяжение, соответственно - -45^ -90 МПа и 5^9 МПа; характер разрушения - хрупкий; статический модуль упругости - 35^40 ГПа; статический коэффициент Пуассона - 0,25^0,30. Массив характеризуется развитыми
системами макротрещин и разрывных дислокации (нарушений), которые расчленяют его на отдельные блоки со смещениями в вертикальном и горизонтальном направлениях. Нарушения представлены зонами интенсивной серпентинизации, расслан-цевания, дробления и смятия пород. Отдельные нарушения трассируются маломощными габбровыми дайками. Повсеместно разрывные дислокации сопровождаются оперяющими зонами повышенной трещиноватости, в результате чего общая мощность отдельных тектонических нарушений зачастую достигает нескольких десятков метров. Преобладающими (около 75^80%) являются нарушения мощностью менее 20 м. Доля мощностей превышающих 50 м составляет менее 5^10%, а нарушений мощностью от 20 до 50 м - порядка 10%.
Структурное строение и качественные свойства массива соответствует основными характерным особенностям массивов скальных горных пород рудных месторождений Урала, а именно: структурной иерархичностью со средним коэффициентом взаимного вложения породных блоков 2-3, сравнительно высокими прочностью и жесткостью пород в образцах при хрупком характере разрушения. Преобладающей системы трещин не прослеживается: сеть их практически хаотична (более 6 систем различных азимутов). Отличительной особенностью массива является низкая прочность заполнителя структурных нарушений: порядка 0,1^0,4 МПа, а при увлажнении падающая практически до нуля, когда заполнитель становится мыльным на ощупь. В условиях напряженного массива это обусловливает интенсивное брекчирование породных обнажений и большие амплитуды смещения структурных нарушений.
Первоначальному (фоновому) напряженному состоянию массива при-
сущи все основные особенности поля напряжений, характерные для массивов скальных горных пород Урала, и в первую очередь - анизотропия горизонтальных напряжений. Результаты замеров напряжений в крепи четырех стволов шахты, а также ориентировка происходивших при их проходке призабойных вывалов и разрушений бетонной крепи при аварии 1985 г., подтверждают повсеместное наличие анизотропии горизонтальных напряжений с преобладающим направлением действия максимального сжатия ст1 по азимуту 22^72° (при среднем 50^55°). Изменение главных нормальных компонентов тензора напряжений по глубине, согласно результатам натурным исследований ИГД УрО РАН [1], происходит в соответствии со следующими зависимостями: ст = у Z, (1)
г 1 м ' 4 '
ст1 = X ум Z +10 МПа, (2)
ст2 = X у"м Z +14 МПа. (З)
где стг и ст1, ст2 - соответственно, вертикальные и горизонтальные напряжения нетронутого породного массива шахты, МПа; ум = 0,026 МН/м3 -объемный вес породного массива; Z -глубина, м; X = ц/(1 - ц) = 0,4 - коэффициент бокового давления массива; ц = 0,3 - коэффициент Пуассона нетронутого породного массива.
При проведении натурных исследований был задействован комплекс инструментальных методов геоконтроля, использующих серийно выпускаемые сертифицированные средства измерения и известные общетехнические методики, применяющиеся при геомеханических исследованиях в России, Казахстане и за рубежом.
Для замеров абсолютных значений напряжений, действующих в ребрах нагруженной тюбинговой крепи на момент проведения измерений, применяли метод щелевой разгрузки, предусматривающий следующие операции:
1) Формирование на исследуемом участке крепи, на контуре вертикальных или горизонтальных ребер тюбингов, плоских пропилов глубиной не менее 20 мм, разнесенных на расстояние 200^300 мм. Для пропилов использовали ручную пневматическую шлифмашинку («болгарку») с диаметром полотна 230 мм.
2) Последующий замер деформации напряженного чугуна на плоскости пропилов. Деформации замеряли с помощью серийного индикатора часового типа (ИЧ-10 Р с точностью отсчета 0,01 мм) по смещениям пары реперов, предварительно установленных в промежутке между будущими пропилами на расстоянии 130^140 мм друг от друга. В качестве реперов применяли стальные стержни длиной около 40 мм и диаметром 3^4 мм, которые закрепляли в отверстия, просверленные на контуре ребер тюбинговой крепи.
3) Путем решения плоской задачи теории упругости пересчет полученных величин относительных деформации в напряжения по формуле:
с = (Ее)/(1 - К) (4)
где Е - модуль упругости чугуна СЧ-21-40, составляющий Е = 100 000 МПа; е = и/1 - относительная деформация контура ребра тюбинга на базе I; I -расстояние между реперами, м; и -замеренные взаимные смещения реперов, м; К - коэффициент концентрации напряжений с, действующих на контуре участка ребра, оконтуренного пропилами глубиной И, разнесенных на расстояние Ь. Коэффициент определялся по зависимости, опубликованной в монографии [2].
Для замеров напряжений в спинках нагруженных тюбингов, а также в бетонной крепи выработок рассечек, разгрузочную щель прорезали между реперами: вертикальную - для замеров горизонтальных напряжений,
горизонтальную - для вертикальных. Пересчет замеренных смещений и реперов в напряжения с, действующие по нормали к плоскости разгрузочной щели, осуществляли по следующей формуле:
а = Еи / \2ЕшЕ-1(1 -К±+цКу], (5)
где Ищ - максимальная глубина полукруглой щели, м; Ьщ - ширина прямоугольной щели, эквивалентной по площади прорезаемой полукруглой, м; В = 1 - ехр(-2,4Ищ/ Ьщ) - коэффициент формы, учитывающий аппроксимацию полукруглой щели прямоугольной; ц - коэффициент Пуассона материала крепи; К±, К - интегральные коэффициенты концентрации напряжений, действующих на участке между реперами и разгрузочной щелью. Определялись по опубликованной в монографии [2] зависимостям. Прочие обозначения те же, что и для выражения (4).
Непосредственно в период проходки ствола замер вертикальных и горизонтальных напряжений в спинках тюбингов осуществляли по приращениям деформаций чугуна, которые замеряли по смещениям пар реперов, предварительно (до монтажа и нагру-жения тюбингов) установленных на расстоянии 300 мм друг от друга.
В каждом из обследуемых тюбинговых колец замеры горизонтальных и вертикальных напряжений проводились не менее чем в 3-4 тюбингах (из 16). В таблице представлены полученные результаты: по каждому кольцу экстремальные и среднеарифметические значения.
Анализ результатов натурных исследований показал, что произошедшие нарушения тюбинговой крепи ствола связаны с неравномерностью нагружения колец. Причем неравномерность эта качественно отличалась от неравномерности нагружения расположенной выше бетонной крепи,
Глубина, м Год и методика Горизонтальные напряжения, МПа Вертикальные напряжения, МПа
напряжений алгебр. макси- средне-арифме- алгебр. мини- алгебр. макси- средне-арифме- алгебр. мини-
мальные тические мальные мальные тические мальные
554 2008 ЩР -30 -27 -42 -57
555 2008 ЩР -29
574 2004 ЩР 0 -43 -80
575 2004 ЩР -13 -45 -77
641 2004 ЩР -108 -121 -143
642 2004 ЩР -110 117 -66 -103 143 183
644 2004 ЩР -49 -57 -127
645 2004 ЩР -47 -57 -65
715 2004 ЩР 140 -1 213
716* 2004 ЩР 70 -12 -105
724 2004 ЩР -109
725 2004 ЩР -88
779 1988 ЩС -167
785 1988 ЩС 34 -191 -292
797* 2004 ЩС -102 -105 -182
810 1988-89 М -80 129 -183 30 70 10
816 1988-89 М -83 -143 -213 72 41 10
818 1988-89 М -78 -138 -190 58 39 20
823 1988-89 М -90 -146 -236 69 38 8
829 1988-89 М -92 -165 -260 58 54 50
843 1988-89 М -212 -278 -380 64 47 25
857 1990-91 М -170 -232 -310 100 50 -150
871 1990-91 М -53 -109 -175 22 3 -20
871* 1991 М -95 -220 -370 150 118 85
871* 1991 ЩС -100 -214 -314
871* 2004 ЩР -46 -65 -85
872 2004 ЩР -46 -52 -58 21 -14 -48
872 2008 ЩР -21 -46 -60
873 2004 ЩР -47 -53 -60
873 2008 ЩР -20 -56 -89
874 2004 ЩР -46 -54 -61
883 2008 ЩР -24 -35 -55 -21 -47 -71
884 2008 ЩР -60
886 1991-92 М -10 -138 -333 -3 -16 -30
894 1991-92 М -83 -255 -430 180 22 -63
932 1991-92 М 10 -120 -250 33 -38 -77
938 1991-92 М 146 93 -97 97 45 3
941 1991-92 М -123 -174 -216 123 40 -10
945 1991-92 М 106 0 -146 50 14 -23
948 1991-92 М -43 -145 -210 40 -23 -100
948* 1991-92 М -43 -158 -233 67 -29 -100
951 1991-92 М 67 -32 -117 123 16 -150
951* 1991-92 М 0 -77 -140 67 -21 -166
954 1991-92 М -120 -221 -340
954* 1991-92 М 0 -325 -433
953* 2004 ЩР ПО -103 -189
954* 2004 ЩР 137 -107 -213
953* 2008 ЩР -381 107 18 -71
954* 2008 ЩР -476
975 2004 ЩР 99 -34 -102
976 2004 ЩР 74 -41 -103
985 1991-92 М 33 -34 -100 33 0 -17
Примечания: 1) М - замеры по приращениям деформаций спинок тюбингов в процессе уходки забоя ствола; ЩР - щелевая разгрузка в ребрах; ЩС - щелевая разгрузка в спинках. 2) Сжимающие напряжения представлены со знаком «минус», растягивающие - «плюс». 3) Жирным шрифтом выделены отметки колец, находящихся непосредственно над рассечками, а звездочкой - результаты, полученные после разделки соответствующей рассечки. 4) Замеры по приращениям деформаций в интервале 810-871 м выполнены Белгородским технологическим институтом строительных материалов (БТИСМ).
которая имела выраженную направленность, явно связанную с анизотропией поля напряжений окружающего горного массива. Инструментальные же наблюдения за напряженным состоянием тюбингов показали, что неравномерность их нагружения повсеместно имела случайный характер, как в пространстве, так и во времени. Более того, скачкообразно и зачастую знакопеременно изменяясь с течением времени неравномерность эта сохранялась и после достижения системой «крепь - околоствольный породный массив» относительно стабильного равновесного состояния, устанавливающегося спустя 3-5 месяцев после монтажа очередного тюбингового кольца. Амплитуда этих
изменений в среднем составляла порядка 150 МПа, а в ряде случаев превышала 350-400 МПа, что существенно превышало усредненные напряжения тюбинговых колец, которые, как в горизонтальном, так и в вертикальном направлениях, были на 30-50% ниже предела прочности чугуна, составляющего: на сжатие -[ссж] = -450^-500 МПа, на растяжение - [с ] = 200^210 МПа. В ка-
1 раст-1
честве характерного примера такой изменчивости на рис. 1 представлены результаты замеров по кольцу на глубине 886 м.
В итоге, экстремальные значения горизонтальных и вертикальных напряжений (как сжимающих, так и растягивающих) в отдельных тюбинговых коль-
расстояние до забоя ствола, м
—♦—горизонтальные напряжения в тюбинге азимута 79 град —■—то-же азимута 169 град —А—то-же азимута 259 град —•—то-же азимута 349 град
— — вертикальные напряжения в тюбинге азимута 79 град — -а — то-же азимута 169 град
— -А — то-же азимута 259 град — ■© — то-же азимута 349 град
Рис. 1. Вертикальные и горизонтальные напряжения, замеренные при различном расстоянии до забоя в спинках тюбингов на глубине 886 м в процессе проходки ствола
цах, вне зависимости от расстояния до рассечек и ориентировки тюбингов, превышали нормативную прочность, составляющую 75% от предельной: на сжатие - [ссж]п = -338 МПа, на растяжение - [сраст] п = +158 МПа. В ряде тюбингов вблизи выработок рассечек напряжения были близки к предельным, но в целом тюбинговая крепь на всем протяжении находилась в устойчивом состоянии.
Проведенные натурные исследования подтвердили рабочую гипотезу, что неравномерность напряженно-деформированного состояния тюбинговой крепи в основном обусловлена дискретным (блоковым) характером деформирования окружающего массива скальных пород. Вследствие этого взаимные подвижки отдельных породных объемов (блоков) вызывали концентрированные пригрузки локальных участков крепи. Первопричина такого поведения - в превышении первоначальными напряжениями на глубинах 500-600 м пределов прочности массива и, вследствие этого, переходе в его запредельное напряженно-деформированное состояние, проявляющегося в разнонаправленных и хаотичных подвижках блоковых породных структур.
В качестве альтернативной причины неравномерности распределения напряжений по тюбингам рассматривалось влияние жесткостных не-однородностей колец и тюбинговой колонны в целом, как сборных конструкций. Именно этим фактором объяснялось разрушение от растягивающих напряжений тюбинговых колец выше и ниже рассечки на глубине 800 м в 1988 г. Однако последующие исследования показали, что растягивающие напряжения наблюдаются на всем протяжении тюбинговой колонны. Причем более чем у половины обследованных тюбинговых колец они фиксировались не только в верти-
кальных, но и в горизонтальных ребрах, что уже не могло быть связано с жесткостью конструкции. С другой стороны, вблизи ряда рассечек даже в вертикальных ребрах растяжений не было, причем какой либо закономерности в распределении растягивающих и сжимающих напряжений по тюбингам и по кольцам не прослеживалось.
Между тем по ряду смежных замерных станций, отстоящих друг от друга на 8-10 м, наблюдалось качественное совпадение картины распределения растяжений и сжатий по тюбингам, которое сохранялось при последующих хаотичных изменениях напряженного состояния тюбингов в течение всего 3^5-месячного периода наблюдений. Этот факт указывал на то, что на такие участки воздействовали случайные подвижки одних и тех же крупномасштабных блоковых структур окружающего породного массива.
В процессе проведения работ по расконсервации и армировке ствола было подтверждено, что ключевая причина неравномерности на-гружения тюбинговой крепи ствола заключается в подвижках структурных блоков приконтурного массива. Жесткостные неоднородности конструкции крепи не проявили себя, в том числе и в районах сопряжения ствола с выработками рассечки, но было зафиксировано существенное (более чем в 2 раза) снижение напряжений в крепи по сравнению с состоянием ствола до консервации. Причем, как среднего уровня напряженного состояния всей тюбинговой колонны в интервале глубин 550^1000 м: со -150 МПа до -68 МПа, так и действующих в отдельных тюбингах максимальных сжимающих напряжений: с -433 МПа до -213 МПа. При этом неравномерность распределения напряжений по тюбингам сохранялась,
Я 200
I 100 к
а. с л
I 0
I
л §
н
х
8 -юс
£
а
ф л
| -200 V
а. ■
г
га т
-300
^00
-500
+
+
* + х+
□
X
-вмк-
+
600
650
700
750
800 850
х*хх_
х ■
(3 900
"Й
о ж
х ж
ж
ж х § ж О ы ж
□
ЗР 11 □
х А-
□
ж
ООО
ж
Ж Ж
ж
ж
ж
глубина расположения тюбингового кольца, м X максимальные по замерам 1988-92гг □ среднеарифметические 1988-92гг ж минимальные по замерам 1988-92гг + максимальные по замерам 2004 г д среднеарифметические 2004г о минимальные го замерам 2004г - максимальные го замерам 2008г О среднеарифметические 2008г —минимальные го замерам 2008г
Рис. 2. Распределение по глубине ствола напряжений, замеренных в ребрах тюбингов в различные периоды времени
в том числе и с наличием высоких растягивающих напряжений, и у 30% обследованных колец хотя бы в одном тюбинге напряжения были близки к нормативному пределу прочности.
На рис. 2 приведено распределение замеренных горизонтальных напряжений по глубине ствола, которое свидетельствует, что за 20 лет на фоне постепенного повышения однородности структурного строения окружающего массива, происходившего за счет уменьшения размеров подвижных породных блоков (как показало зондирование массива методом спектрального сейсмопрофилирования), уменьшался разброс и снижался средний уровень напряжений, действующих в тюбинговой крепи ствола. Осмысление этого факта на основе теории деформирования дискретных сред позволило сделать заключение, что ведение горных работ в окрестностях ствола в конечном итоге улучшило напряженно - деформированное состояние его крепи. Имеются в виду все виды работ, провоцирующие деформирование приконтурного породного массива: разделка рассечек, мокрая консервация и последующая откачка воды из ствола, проходка выработок околоствольных дворов, а в перспективе и очистная выемка руды и перераспределение первоначальных напряжений в процессе развития зоны обрушения. Этот, на первый взгляд парадоксальный, вывод явился закономерным следствием запредельного напряженно-деформированного состояния окружающего горного массива и, соответственно, нахождения его на ниспадающей ветви диаграммы «напряжения-деформации». В процессе разнонаправленных хаотичных подвижек структурных блоков различных размеров и форм происходило снижение общего (в среднем по рассматриваемому объему деформируемой среды) уровня напряжений.
При этом неизбежно перераспределялись и выравнивались нагрузки, передающиеся на крепь ствола, и, соответственно, перераспределялись и выравнивались напряжения, действующие в тюбингах.
В качестве иллюстрации можно провести аналогию с тем, как шевелением и встряхиванием ящика с сыпучим материалом, состоящим из разномасштабных блоков различной формы, мы в конечном итоге обеспечиваем более равномерное распределение нагрузок на стенки ящика. Однако в ходе такого шевеления подвижки отдельных блоков оказывают сосредоточенные нагрузки на локальные участки стенок и могут вызывать их разрушение. Вследствие вероятностной природы процесса спрогнозировать место и время разрушений практически невозможно. Мы можем либо упрочнять все участки подряд, либо ограничивать амплитуду разнонаправленных и хаотичных блоковых подвижек. Ограничение же амплитуды обеспечиваем двумя способами: как путем менее энергичного встряхивания, растягивая этот процесс во времени, так и повышением сцепления между подвижными блоковыми структурами.
Для рассматриваемого ствола вариант с упрочнением был реализован в 1988 г., когда опасный участок крепи усилили второй тюбинговой колонной. При имеющемся на тот момент уровне знаний о поведении окружающего массива решение было вполне оправданным. Что касается двух путей ограничения амплитуды блоковых подвижек, то к первому из них может быть отнесен применяемый в настоящее время на шахте «щадящий» способ проходки приствольных выработок: когда закрепляемые арочной крепью околоствольные выработки первоначально проходят сечением до 9 м2, а затем расширяют до проектного
сечения (вчерне) 15^16 м2. И хотя в конечном итоге зона влияния сооружаемой таким образом выработки, а также зона нарушенных пород в ее кровле, оказываются теми же, что и при традиционной технологии, процесс деформирования окружающего массива растягивается во времени и, соответственно, уменьшаются амплитуды подвижек структурных породных блоков в окрестностях ствола.
Однако «щадящая» проходка, и в особенности при арочном способе крепления, также сопряжена с повышенными материальными и трудовыми затратами. В этой связи предприятию было рекомендовано внедрение третьего пути, практическую реализацию которого обеспечивает анкерование трещиноватого породного массива в кровле и стенках выработок, строящихся на глубоких горизонтах шахты.
1. Беликов В.Е., Балек А.Е. и др. Геомеханические проблемы при проходке и креплении капитальных горных выработок на шахте «Центральная» // Горный журнал. -1998. - № 6. - С. 15-17.
_ СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
2. Зубков А.В. Геомеханика и геотехнология. - Екатеринбург: УрО РАН, 2001. -335 с. ЕШ
КОРОТКО ОБ АВТОРЕ_
Балек Александр Евгеньевич - доктор технических наук, старший научный сотрудник, e-mail: balek@igd.uran.ru, Институт горного дела Уральского отделения РАН.
UDC 622.833.5
FEATURES OF FORMATION OF STRESS STATE IN SUPPORT OF VERTICAL OPENINGS IN HARD ROCK MASSES IN THE POST-LIMIT STRESS-STRAIN STATE
Balek A.E., Doctor of Technical Sciences, Senior Researcher, e-mail: balek@igd.uran.ru, Institute of Mining of Ural Branch of Russian Academy of Sciences.
The results of long-term periodic (1988-92 - 2004-2008) in-situ measurements of mine-induced changes of stresses in a shaft tubbing have been adduced. Natural phenomenon and law of decrease of extremums of the stresses that is conditioned by displacements of rock structures during past-peak deformation of rock masses have been discovered. Some effective methods ofgeotechni-cal engineering for high-stress rock masses have been based on the results. The basic idea is that under our geomechanical conditions, rather typical for the construction of Geotechnology, in the process of inelastic deformation hierarchical block array rock rocks are equalized loads transmitted to the lining of vertical mine workings, which provides a more uniform distribution of stresses formed in the shaft lining . This factor should be taken into consideration when solving engineering problems.
Key words: stress state tyubingovoy lining, construction geotechnology, rocky rocks, arched mining method.
REFERENCES
1. Belikov V.E., Balek A.E. Gornyi zhurnal, 1998, no 6, pp. 15-17.
2. Zubkov A.V. Geomekhanika igeotekhnologiya (Geomechanics and geotechnology), Ekaterinburg: UrO RAN, 2001, 335 p.
