CC BY
9
ЗАПИСКИ ГОРНОГО ИНСТИТУТА
Journal of Mining Institute Сайт журнала: pmi.spmi.ru
Научная статья УДК 620.17
Оценка деформационных характеристик хрупких горных пород за пределом прочности в режиме одноосного сервогидравлического нагружения
А.П.ГОСПОДАРИКОВ1, А.В. ТРОФИМОВ2, А.П.КИРКИН1 Н
1 Санкт-Петербургский горный университет, Санкт-Петербург, Россия
2 ООО «Институт Гипроникель», Санкт-Петербург, Россия
Как цитировать эту статью: Господариков А.П., Трофимов А.В., Киркин А.П. Оценка деформационных характеристик хрупких горных пород за пределом прочности в режиме одноосного сервогидравлического нагружения // Записки Горного института. 2022. Т. 256. С. 539-548. DOI: 10.31897/PMI.2022.87
Аннотация. Одним из самых надежных методов оценки физико-механических свойств горных пород в результате их разрушения являются лабораторные испытания с применением жестких или сервоприводных испытательных прессов. Они позволяют получить достоверную информацию об изменении этих свойств за пределом прочности на сжатие. Представлены результаты проведенных лабораторных испытаний образцов богатой сульфидной руды, позволившие получить графики их запредельного деформирования. Испытаны как монолитные образцы, так и образцы с концентраторами напряжений в виде отверстий круглого сечения диаметром 3, 5 и 10 мм. Выявлено, что в процессе разрушения образцов модули упругости и деформации уменьшаются в 1,5-2 раза, а в зоне остаточной прочности - в 5-7 раз.
Ключевые слова: физико-механические свойства; лабораторные испытания; запредельное деформирование; сервогидравлические испытательные прессы; поперечные деформации; модуль упругости; модуль деформации
Поступила: 20.06.2022 Принята: 07.10.2022 Онлайн: 03.11.2022 Опубликована: 03.11.2022
Введение. С увеличением производительности отработки месторождений, разрабатываемых подземным способом, для поддержания темпов добычи необходимо вскрывать новые горизонты, которые часто находятся глубже существующих. С увеличением глубины разработки повышаются риски в осложнении геотехнической обстановки [1-3], которые могут проявляться в виде повышенного горного давления, в том числе и в динамической форме [4-6]. Так, например, глубина разработки рудников Талнаха на некоторых участках достигает более 1000 м при критической глубине удароопасности в 700 м [7-9]. Соответственно, при таких больших глубинах и высоких значениях напряжений для массива горных пород характерно разрушение краевой части. Оно проявляется потенциально в хрупкой форме с высвобождением упругой энергии в виде горного удара. Особенно опасными становятся целики, поскольку они принимают на себя повышенную нагрузку от вышележащей толщи пород. В этом случае применяются противоударные мероприятия, цель которых сформировать локальную зону податливости наведением трещиноватости взрывным способом [10-12] или постепенным разрушением пород, вызванным бурением строчки разгрузочных скважин [13, 14]. Однако оценить изменение физико-механических свойств горных пород в образующихся зонах податливости достаточно трудно. Стандартные лабораторные испытания в рамках ГОСТов направлены на исследование свойств только монолитных горных пород, а оценка нарушенности массива рейтинговыми системами делает в большей степени акцент на природную трещиноватость [15-17]. Один из способов оценки изменения модуля упругости - определение скорости распространения продольных волн до/после разрушения массива [18, 19]. Но решение такой задачи может быть осложнено невозможностью распространения упругой волны сквозь разрушенные участки массива.
При широком развитии компьютерных технологий распространено применение математического моделирования на основе эффективных численных методов конечных или дискретных элементов [20-22]. Реализованные в них упруго-пластические модели позволяют получить информацию (с некоторыми допущениями) о состоянии массива (целиков) и перераспределении в нем напряжений в результате разрушения последнего. Однако для построения адекватных геомеханических моделей необходимы достоверные данные о свойствах материала. Так, для идеально упруго-пластических моделей необходимо знать следующие параметры: сцепление и угол внутреннего трения (или пределы прочности при растяжении и сжатии), модуль упругости, коэффициент Пуассона. Для геомеханических моделей с остаточной прочностью необходимо иметь представление об остаточной прочности горных пород. Так, например, при использовании программы RS2 (Rocscience) при разработке упруго-пластической модели с учетом критерия Кулона - Мора с остаточной прочностью необходимы данные паспорта остаточной прочности горных пород [23, 24]. Часто используемый критерий прочности Хука - Брауна дополнительно требует данные картирования выработок для оценки нарушенности массива [25-27]. Следовательно, необходимые исходные данные можно получить только в результате проведения лабораторных испытаний и полевых исследований.
Оценить процесс разрушения горных пород возможно только при моделировании нагруже-ния, приближенного к реальным условиям. С этой целью можно провести пробоподготовку образцов кубической или цилиндрической формы, испытать в условиях одноосного сжатия в соответствии с ГОСТ 21153.2 «Породы горные. Методы определения предела прочности при одноосном сжатии». Но в таком случае накопленная прессом упругая энергия высвобождается, что приводит к разрушению образца с разлетом его кусков. Чтобы избежать этого, необходимо проводить испытания на жестких или сервоприводных прессах. В таком случае появляется возможность получить полное представление о разрушении образцов с определением значений деформаций за пределом прочности горной породы. Методические основы подобных испытаний представлены в работах [28-30]. Представленные методики нашли свое применение для оценки удароопасности горных пород [31-33]. Такие типы испытаний являются очень сложными в реализации, требуют современного технологичного оборудования.
Особенностью проведения испытаний на сервоприводных прессах также является контроль скорости роста значений поперечных деформаций, а, следовательно, получение «петель» спада и нагружения при выравнивании скорости деформирования образца. Однако данный вид испытаний является трудоемким и затратным по времени. Так, в работе [30] указано, что при достижении 70 % от предела прочности необходим контроль нагружения по значениям поперечных деформаций, а скорость нагружения прессом должна обеспечивать их скорость роста не более, чем 0,0001 мм/мм/с. Относительно простой в реализации подход к оценке остаточной прочности представлен в работе [34], подходящий больше для оценки массива бортов карьеров, чем для условий подземной разработки. В данной работе приведены результаты испытаний на запредельное деформирование богатых сульфидных руд Норильского промышленного района для определения изменения деформационных характеристик в процессе разрушения. Отсутствие значительной трещиноватости в рудном массиве (рис.1) в совокупности с высокой жесткостью и высоким показателем коэффициента хрупкости (отношение предела прочности на сжатие к пределу прочности на растяжение),
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Рис. 1. Керн богатой сульфидной руды на контакте с габбро-долеритами 1 - механическое повреждение керна; 2 - естественные трещины
колеблющимся в пределах 9-12 при невысоких значениях предела прочности на сжатие в образе делают данный тип руды удароопасной.
Методология. Для испытаний были подготовлены образцы из керна богатой сульфидной руды, диаметр которых составил 45±1 мм, соотношение высоты образца к диаметру 2:1. Образцы взвешивались, и на них проводились неразрушающие испытания (определение скоростей распространения продольных и поперечных волн и деформационных характеристик). Деформационные характеристики определялись с помощью ГОСТ 28985 «Породы горные. Метод определения деформационных характеристик при одноосном сжатии» на прессе Н100Ки, с применением LVDT-датчиков точностью 0,5 мкм для оценки изменения базы измерений при нагружении/разгрузке образца.
В некоторых образцах создавались концентраторы напряжений в виде отверстий в центре продольного сечения образца. Рассматривались образцы: стандартные цилиндрические (без отверстий); с отверстием 03; 5; 10 мм; с двумя отверстиями 05 мм. Дополнительно были изготовлены образцы с двумя отверстиями 05 мм и поперечной трещиной, имитирующей зону разгрузки, проходящей через данные отверстия. Расстояние между отверстиями было принято в размере трех их диаметров. После рассверловки образцы с отверстиями повторно испытывались на определение деформационных характеристик (модули Юнга и деформации).
Для образцов с одиночным отверстием 03 и 5 мм результаты повторных испытаний не имели значительных расхождений с первоначальными испытаниями, что объясняется различной базой измерения и установкой датчиков в разных точках. Были приняты первоначальные данные. Результаты неразрушающего контроля образцов представлены в табл.1.
Таблица 1
Физико-механические свойства горных пород до испытаний
Диаметр, мм Высота, мм Модуль деформации, МПа Модуль упругости, МПа Модуль деформации (отверстия), МПа Модуль упругости (отверстия), МПа Коэффициент поперечной деформации Коэффициент Пуассона Отверстие
44,62 90,65 48400 56700 48400 56700 0,148 0,143
44,54 87,67 65300 68600 65300 68600 0,218 0,187
44,63 87,99 60500 64000 60500 64000 0,249 0,246
44,58 91,92 40300 45300 40300 45300 0,198 0,158 Без отверстий
44,80 89,26 38500 44400 38500 44400 0,127 0,117
44,96 89,53 34100 37700 34100 37700 0,186 0,140
44,94 89,80 52200 52300 52200 52300 0,201 0,201
44,47 89,12 59200 61300 59200 61300 0,202 0,202
44,63 86,48 31900 36700 31900 36700 0,151 0,151
44,62 89,12 66100 72100 66100 72100 0,203 0,194 Одно отверстие
44,34 90,68 64100 64800 64100 64800 0,229 0,221 03 мм
44,25 88,79 30300 36000 30300 36000 0,154 0,166
44,74 89,55 66700 71200 66700 71200 0,224 0,219
44,61 87,53 58400 62700 58400 62700 0,205 0,201 Одно отверстие
44,67 89,72 79000 80800 79000 80800 0,155 0,140 05 мм
44,58 87,45 65000 66600 61000 62500 0,206 0,192
44,74 88,58 81900 82200 78000 78300 0,201 0,198
44,66 88,88 50800 54100 42700 45500 0,122 0,119 Одно отверстие
44,95 90,5 43600 49300 36600 41400 0,149 0,172 010 мм
44,75 89,17 50100 58000 42200 47500 0,173 0,170
44,64 88,27 63400 74800 59400 69500 0,185 0,177
44,61 87,71 48600 52200 44200 47500 0,172 0,172
44,69 87,99 76300 76900 63100 63600 0,203 0,194
44,65 88,71 40900 44100 24900 32800 0,141 0,148 Два отверстия
44,94 91,24 53900 59200 49700 54300 0,200 0,206 05 мм
44,54 89,70 72900 76000 61100 67400 0,151 0,138
44,62 88,76 57300 65000 45900 52700 0,171 0,136
44,65 89,35 56200 64300 32200 43600 0,118 0,102
45,00 89,18 38100 45000 32100 38300 0,14 0,136 Два отверстия
44,92 89,81 37300 40800 31800 31400 0,172 0,172 05 мм + попе-
44,93 90,2 39400 46600 32900 40100 0,176 0,178 речная трещина
44,77 89,55 44600 56900 35800 43100 0,171 0,181
44,71 86,65 31000* 37400* 10200 - - -
* Первоначальные деформационные характеристики образца определены с учетом поперечной трещины, полученной в результате пробоподготовки.
Осж
s «
I
к
(Тост
Деформация, мм/мм
CS «
Л
Ы К
-2,00 -1,00
Экстензометр, мм
Рис.2. Проведение испытаний: а - график «напряжение - деформация» с «петлями» разгрузки и нагружения; б - экстензометры продольных и поперечных деформаций Epsilon; в - установка для испытаний; г - график нагружения с «петлями», сформированный ПО «Horizont» 1 - «петли»; 2 - перемещения радиального экстензометра; 3 - перемещения продольного экстензометра
б
а
в
г
0
Методической основой для определения модуля упругости разупрочненного образца послужил раздел VI «Оценка удароопасности по хрупкости пород с помощью запредельного деформирования» Методических рекомендаций по оценке склонности рудных и нерудных месторождений к горным ударам. Для испытаний использовался испытательный сервоуправляемый пресс TO Super L60 с максимальной нагрузкой 300 кН. Сервопривод позволяет испытательной машине выравнивать нагрузку в соответствии с постоянной скоростью деформирования, что является аналогом режима нагружения на жестких испытательных прессах. Особенностью нагружения с помощью сервопривода является построение характерных «петель» резкого спада и нагружения для выравнивания скорости деформирования при плавном разрушении образца (рис.2, а).
Для получения четкой кривой спада (запредельное деформирование) контроль поддержания заданной скорости деформирования велся по поперечным деформациям, позволяющим на ранней стадии зафиксировать рост трещин и увеличение поперечного сечения вследствие дилатансии и предотвратить разрушение образца упругой энергией. Деформации измерялись специализированными для испытания горных пород экстензометрами тензометрического типа: поперечных -Epsilon 3544- 100M-060M-HT2, продольных - Epsilon 3542RA2-100M-600M-HT2 (рис.2, б).
База измерения продольных датчиков постоянна и равнялась 100 мм. Продольная деформация контролировалась по стальным пуансонам, между которыми был установлен образец (рис.2, в). При разрушении образца отдельные части, сформированные при образовании новых поверхностей, испытывают перемещения в непрогнозируемых направлениях и могут перемещаться относительно
16 14 12 ю 8 б 4 2 о
0.00005 0.0001 0.00015 0.0002 0.00025 Деформация, мм/мм
120 100 80 60 40 20 О
• 1
• 2 •
......... 3 •
у = 7477430.57а-2 + 24960.17* - 0.89 .
R2 = 1,00
V"
0.0005 0.001 0.0015 0.002 0.0025 Деформация, мм/мм
5
6
о «
0,0008 0.0007 0.0006 0.0005 0.0004 0.0003 0.0002 0.0001 0.0000
y = 0,0001285977х°-3926718162
R2 = 0,98
8162
_
7
20
40 60
Напряжение, МПа
80
100
с
■в аз
100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0
—•— —• —•—
• —•— • —•—
! • •
? » • - о
/ У
J' • У
Т • 10
« • • • 11
m м m
0.0005 0.001 0.0015 0.002 0.0025 Деформация, мм/мм
б
а
в
г
4
5
6
О
Рис.3. Определение калибровочной функции: а - первоначальное испытание (LVDT) по кривой нагружения; б - испытание на запредельное деформирование (упругий участок); в - нахождение аппроксимационной зависимости; г - сопоставление приведенных экспериментальных данных и полученной аппроксимации
1 - кривая нагружения (Epsilon); 2 - кривая нагружения (аппроксимация); 3 - полиномиальная кривая нагружения (Epsilon); 4 - экспериментальная кривая (30-90 МПа); 5 - аппроксимация; 6 - экспериментальная кривая (0-90 МПа); 7 - степенная экспериментальная кривая (30-90 МПа); 8 - деформации (LVDT); 9 - деформации (Epsilon); 10 - разница деформаций (экспериментальная кривая); 11 - разница деформаций (аппроксимация)
друг друга, не отражая при этом общего направления деформирования. Результирующим видом разрушения является сжимающая деформация. Для ее надежной регистрации необходимо устанавливать продольный экстензометр на нагрузочные плиты (пуансоны). Такой подход уменьшает искажение результатов измерения при разрушении образца, так как исключает потерю контакта экстензометра с поверхностью. При этом регистрируются дополнительные деформации, возникающие на контакте торцевой поверхности образца и пуансона. При интерпретации результатов измерений этот эффект необходимо учитывать, особенно на участке упругих деформаций, где перемещения относительно малы.
Создание испытательной методики и управление процессом происходило через оболочку специализированного ПО «Horizon» (рис.2, г), поставляемого вместе с прессами TO Super L60. Первый этап испытаний: сжатие образца при постоянной скорости изменения поперечных деформаций (изменения длины окружности образца) 0,02-0,04 мм/мин. Расчет скорости изменения значений поперечных деформаций проводился пересчетом со скорости нагружения образца в 0,1 мм/мин. Данная скорость нагружения характерна при испытаниях удароопасных горных пород [35, 36].
После значительного разрушения образца и недостижения остаточной прочности проводился второй (третий при необходимости) этап испытаний с увеличенной в 2-3 раза скоростью нагруже-ния, так как в данном случае хрупкое разрушение уже невозможно, и увеличение скорости нагру-жения только сокращает время проведения испытаний.
Для анализа полученных результатов использовались значения продольных перемещений. Модули упругости и деформации определялись на участках деформирования за пределом прочности в моменты, когда сервопривод пресса выравнивал скорость деформирования образца и образовывал на графике «петли» резкого спада и нагружения.
140000 120000 100000 80000 60000 40000 20000 0
• < -Л и 7 7
. 1 . 2
U-
0.00 0.10 0.20 0.30 Перемещение, мм
0,40
0,50
0
0.000
0.001 0.002 0.003 0.004 Деформация, мм/мм
0,005
а
Рис.4. Графики испытаний: а - исходный (нагрузка - перемещения); б - напряжения - деформации до/после калибровки
1 - исходный график; 2 - калибровка
Калибровка графиков испытаний. Поскольку с помощью продольных экстензометров измерялись перемещения между нагружающими пуансонами, то могли исказиться результаты ввиду фиксации дополнительных деформаций на торцах образцов, что привело к занижению значений модулей упругости и деформации. Причем разница в значениях логично возрастала с увеличением жесткости образца.
Для отсечения лишних деформаций проведена калибровка графиков по зоне упругости (рис.3). В калибровку заложено допущение, что отклонение As является функцией f(P), где P - нагрузка на образец, МПа.
Для выявления этой зависимости определены аппроксимирующие функции ветвей нагрузки при первоначальном определении деформационных характеристик (в случае образцов с отверстиями определение деформационных характеристик после рассверловки) с помощью LVDT-датчиков (деформации (LVDT) и в зоне упругости при испытании на запредельное деформирование (деформации (Epsilon). Выявлены значения деформаций по аппроксимированным кривым при одинаковых значениях напряжений, вычислены значения As, что является разницей между деформациями Epsilon и LVDT, построены графики «напряжение - деформация». Наибольшая сходимость достигалась при аппроксимации степенной функцией.
Калибровка графика полного деформирования проведена индивидуально для каждого образца в необходимом интервале напряжений, поэтому степенная аппроксимация графика «напряжение - деформация» (рис.3, в) в каждом случае уникальна. Пересчет деформаций проведен по формуле
^алибр = sEps "As (P ) , (1)
где sEps - деформации (Epsilon), мм/мм; As (P) - степенная функция типа As = APB, мм/мм;
P - напряжение в образце, вызванное нагрузкой пресса, МПа; A и B - эмпирические коэффициенты. Пример обработки графика испытаний одного из образцов представлен на рис.4.
После калибровки графиков оценивались модули упругости и деформации. В случаях, когда образец испытывался в несколько этапов, при наличии «петель» разгрузки и нагрузки на полке остаточной прочности, модули упругости и деформации определялись именно на этих участках.
Обсуждение результатов. Результаты определения значений модулей упругости и деформации после калибровки представлены в табл.2. Однако по некоторым образцам не удалось выявить «петли» разгрузки и нагрузки.
Таблица 2
Физико-механические свойства образцов после испытаний
я ^ я ч £ й 5 М с я о я ~ я г Я Л 5 ^ й я « а Я 3 « ии р я сн а « « я я £ с о к
к е о & £ . деформ эстиями) МПа [ь упруго стиями) МПа г м фмМ ея деформ ерстиям ованный МПа е йу м * * 1 ур ое Р Ясз роП с , 1 ! м й м ч м м ^ прочное ;ное сжа' МПа ая проч МПа
о Й и ^ [2 еР & 1 2 я ц о ео дн ч от
5 ° ^ 1 Ч ш о Р 3 ° ^ о з а ди ор ои з & ро П тат с О
Нет 48400 56700 25200 46000 7109 11219 6,81 5,05 42,83 3,2
Нет 65300 68600 33800 65100 17264 27047 3,78 2,54 63,24 -
Нет 60500 64000 45800 65300 30397 46038 1,99 1,39 87,27 -
Нет 40300 45300 31700 37200 - - - - 70,88 -
Нет 38500 44400 33700 38600 33598 38393 1,15 1,16 71,96 3,4
Нет 34100 37700 32000 35900 25136 25760 1,36 1,46 66,08 1,96
Нет 52200 52300 47400 54800 8388 12402 6,22 4,22 95,54 5,4
Одно (3 мм) 59200 61300 33400 47200 10349 11569 5,72 5,3 49,81 2,5
Одно (3 мм) 31900 36700 22300 33100 9173 8220 3,48 4,46 53,96 3,2
Одно (3 мм) 66100 72100 26400 63900 36444 21045 1,81 3,43 49,88 3,89
Одно (3 мм) 64100 64800 37500 62900 48613 53710 1,32 1,21 47,83 2,3
Одно (3 мм) 30300 36000 28200 30200 7984 7965 3,8 4,52 53,21 3,7
Одно (3 мм) 66700 71200 42833 58800 - - - - 87,23 -
Одно (5 мм) 58400 62700 31800 52900 - - - - 63,26 1,0
Одно (5 мм) 79000 80800 46100 76500 - - - - 100,08 -
Одно (10 мм) 42200 47500 34600 37100 - - - - 64,32 1,5
Одно (10 мм) 59400 69500 30100 52000 - - - - 71,20 1,0
Одно (10 мм) 61000 62500 25100 58600 - - - - 39,07 1,65
Одно (10 мм) 78000 78300 39100 74200 29259 24976 2,67 3,14 74,05 2,0
Одно (10 мм) 42700 45500 18600 43800 - - - - 33,62 2,5
Одно (10 мм) 36600 41400 26400 34200 18617 32614 1,97 1,27 58,60 2,2
Два (5 мм) 44200 47500 24200 43700 15414 - 2,87 - 42,33 4,1
Два (5 мм) 63100 63600 43000 61800 25453 17735 2,48 3,59 65,17 5,4
Два (5 мм) 24900 32800 17800 21200 14547 12621 1,71 2,6 32,03 11,2
Два (5 мм) 49700 54300 36400 45200 42257 41618 1,18 1,3 98,95 2,2
Два (5 мм) 61100 67400 52500 61900 39301 39167 1,55 1,72 104,28 1,34
Два (5 мм) 45900 52700 34900 45500 25176 24965 1,82 2,11 77,03 -
Два (5 мм) + 32200 43600 27200 32200 20250 - 1,59 - 52,65 4,4
трещина
Два (5 мм) + 32100 38300 28400 32600 15908 15182 2,02 2,52 56,86 3,1
трещина
Два (5 мм) + 31800 31400 31200 32000 - - - - 54,27 -
трещина
Два (5 мм) + 32900 40100 30700 33000 2572 5324 12,8 7,53 47,01 5,0
трещина
Два (5 мм) + 35800 43100 30000 37400 5875 - 6,09 - 38,72 6,9
трещина
Два (5 мм) + 10200 - - - - - - - 25,10 -
трещина
Из табл.2 следует, что у образцов модули упругости и деформации, определенные до предела остаточной прочности, уменьшаются в 1,2-2 раза по сравнению с исходными характеристиками, а при оценке «петель» на «полках» остаточной прочности наблюдается уменьшение модулей в 5-7 раз. Образцы с двумя отверстиями и поперечной трещиной часто при испытаниях доводились до полки остаточной прочности. Однако количество «петель» меньше из-за равномерного развития пластических деформаций ввиду наличия трещины, что не позволило в полной мере оценить их деформационные характеристики в процессе разрушения.
После
После
После
После
После
Рис.5. Характер разрушения образцов после испытаний при концентраторах напряжений различной конфигурации: а - стандартный (без отверстий): развитие вертикальной трещиноватости по поверхности образца; б - отверстие 03 мм: концентрация трещин вокруг отверстия круглого сечения, развитие вертикальных трещин вверх и вниз; в - отверстие 010 мм: концентрация трещин вокруг отверстия круглого сечения, рост вертикальных трещин от оси отверстия; г - два отверстия 05 мм: концентрация трещин вокруг отверстия круглого сечения, наблюдается сращивание трещин, образованных вдоль соседних отверстий; д - два отверстия 05 мм + трещина: концентрация
трещин вокруг отверстия круглого сечения, развитие вертикального трещинообразвания в «целике» между отверстиями
б
а
г
в
д
Независимо от влияния отверстия на характер спада нагружений, наличие отверстий позволило сохранить разрушенный образец в более устойчивом состоянии, чем образцы без отверстий. Так, из семи монолитных образцов форму после разрушения держали только три образца, тогда как все образцы с отверстиями сохранили форму. Возможно, это связано с тем, что в монолитных образцах разрушение равномерно распределялось по всему образцу, тогда как в образцах с отверстиями именно отверстия концентрировали на себе большую часть разрушения (рис.5).
Заключение. Несмотря на широкий спектр возможностей, для оценки разрушения горной породы под нагрузкой лучшим способом является проведение лабораторных испытаний с последующим построением графиков запредельных деформаций. Запредельные испытания на сервогид-равлических испытательных прессах с контролем скорости роста значений поперечных деформаций, благодаря построению «петель» разгрузки и нагружения, позволяют оценить модули упругости и деформации за пределом прочности образца. Проведенные испытания на примере образцов богатой сульфидной руды показали, что в процессе разрушения модули упругости и деформации уменьшаются примерно в 1,5-2 раза, а в зоне остаточной прочности в 5-7 раз.
Концентраторы напряжений (отверстия 03 и 5 мм) незначительно повлияли на изменение прочностных свойств и почти не сказались на изменении изначального значения модуля упругости и деформации. Однако отверстий таких размеров было достаточно, чтобы изменить характер разрушения образцов - трещины развивались вблизи отверстий. В случае испытаний образцов без отверстий трещинообразование происходило по поверхности практически равномерно. Наличие таких концентраторов напряжений, как два отверстия 05 мм совместно с поперечной трещиной,
имитирующей участок разгрузки, позволяют ввиду заметного снижения прочности провести испытания с большей вероятностью достижения полки остаточной прочности образца. Однако они значительно уменьшают количество «петель» разгрузки и нагружения, позволяющих достаточно точно оценить модули упругости и деформации.
ЛИТЕРАТУРА
1. Рыбак Я., Хайрутдинов М.М., Кузиев Д.А. и др. Прогнозирование геомеханического состояния массива при отработке соляных месторождений с закладкой // Записки Горного института. 2022. Т. 253. С. 61-70. DOI: 10.31897/PMI.2022.2
2. Hongpu Kang, Pengfei Jiang, Yongzheng Wu, Fuqiang Gao. A combined «ground support-rock modification-destressing» strategy for 1000-m deep roadways in extreme squeezing ground condition // International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences. 2021. Vol. 142. № 104746. DOI: 10.1016/j.ijrmms.2021.104746
3. Jian Zhou, Chao Chen, Kun Du et al. A new hybrid model of information entropy and unascertained measurement with different membership functions for evaluating destressability in burst-prone underground mines // Engineering with Computers. 2020. Vol. 38. P. 381-399. DOI: 10.1007/s00366-020-01151-3
4. РассказовИ.Ю., Саксин Б.Г., УсиковВ.И., ПотапчукМ.И. Геодинамическое состояние массива пород Николаевского полиметаллического месторождения и особенности проявления удароопасности при его освоении // Горный журнал. 2016. № 12. С. 23-25. DOI: 10.17580/gzh.2016.12.03
5. Тюпин В.Н. Оценка критической глубины месторождений по условию ударопасности // Записки Горного института. 2019. Т. 236. С. 167-171. DOI: 10.31897/PMI.2019.2.167
6. Сидоров Д.В., ПотапчукМ.И., Сидляр А.В., Курсакин Г.А. Оценка удароопаснсти при освоении глубоких горизонтов Николаевского месторождения // Записки Горного института. 2019. Т. 238. С. 392-398. DOI: 10.31897/PMI.2019.4.392
7. Плешко М.С., Давыдов А.А., Сильченко Ю.А., Каледин О.С. Эффективные решения по креплению сверхглубокого ствола СКС-1 рудника «Скалистый» в сложных геомехани-ческих условиях // Горный журнал. 2020. № 6. С. 57-62. DOI: 10.17580/gzh.2020.06.08
8. Сергунин М.П., Алборов А.Э., Андреев А.А., Буслова М.А. Оценка напряжений впереди фронта очистных работ при увеличении ширины зоны разгрузки в условиях Октябрьского и Талнахского месторождений // Горный журнал. 2020. № 6. С. 38-41. DOI: 10.17580/gzh.2020.06.06
9. Баландин В.В., ЛеоновВ.Л., Куранов А.Д., БагаутдиновИ.И. Опыт применения обобщенного критерия Хука - Брауна к определению типов и параметров крепей в условиях Октябрьского месторождения медно-никелевых руд // Горный журнал. 2019. № 11. С. 14-18. DOI: 10.17580/gzh.2019.11.01
10. Konicek P., Schreiber. Rockburst prevention via distress blasting of competent roof rocks in hard coal longwall mining // Journal of the Southern African Institute of Mining and Metallurgy. 2018. Vol. 118. P. 235-242. DOI: 10.1759/2411-9717/2018/v118n3a6
11. Vennes I., Mitri H., Chinnasane D.R., Yao M. Effect of Stress Anisotropy on the Efficiency of Large-Scale Destress Blasting // Rock Mechanics and Rock Engineering. 2021. Vol. 54. P. 31-46. DOI: 10.1007/s00603-020-02252-7
12. Saadatmand Hashemi A., Katsabanis P. Tunnel face preconditioning using destress blast-ingblasting in deep underground excavations // Tunnelling and Underground Space Technology. 2021. Vol. 117. № 104126. DOI: 10.106/j.tust.2021.104126
13. Карпов Г.Н., Ковальский Е.Р., СмычникА.Д. Определение параметров разгрузки массива горных пород на концевых участках демонтажной камеры // Горный информационно-аналитический бюллетень. 2019. № 8. С. 95-107. DOI: 10.25018/0236-14932019-08-0-95-107
14. Сидляр А.В., ПотапчукМ.И., Терешкин А.А. Геомеханическое обоснование мер безопасности при разработке Николаевского полиметаллического месторождения, опасного по горным ударам // Горный информационно-аналитический бюллетень. 2017. № 7. С. 184-194. DOI: 10.25018/0236-1493-2017-7-0-184-194
15. HoekE., Brown E.T. The Hoek-Brown failure criterion and GSI - 2018 edition // Journal of Rock Mechanics and Geotech-nical Engineering. 2019. Vol. 11. Iss. 3. P. 445-463. DOI: 10.1016/j.jrmge.2018.08.001
16. Winn K. Multi-approach Geological Strength Index (GSI) Determination for Stratified Sedimentary Rock Masses in Singapore // Geotechnical and Geological Engineering. 2020. Vol. 38. P. 2351-2358. DOI: 10.1007/s10706-019-01149-9
17. HoekE., DiedrierichsM.S. Empirical estimation of rock mass modulus // International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences. 2006. Vol. 43. Iss. 2. P. 203-215. DOI: 10.1016/j.ijrmms.2005.06.005
18. Николенко П.В., ШкуратникВ.Л., ЧепурМ.Д. Использование нагрева для повышения чувствительности ультразвукового метода контроля напряжений в породном массиве // Горный информационно-аналитический бюллетень. 2021. № 11. С. 159-168. DOI: 10.25018/0236_1493_2021_11_0_159
19. Раджаоалисон Х. Злотковский А., Рамболаманана Ж. Определение механических свойств песчаника неразрушаю-щим методом // Записки Горного института. 2020. Т. 241. С. 113-117. DOI: 10.31897/ PMI.2020.1.113
20. Протосеня А.Г., Иовлев Г.А. Прогноз пространственного напряженно-деформированного состояния физически нелинейного грунтового массива в призабойной зоне тоннеля // Горный информационно-аналитический бюллетень. 2020. № 5. С. 128-139. DOI: 10.25018/0236-1493-2020-5-0-128-139
21. Protosenya A. G., Verbilo P.E. Analysis of the j ointed rock mass mechanical characteristics anisotropy under conditions of apatite-nepheline mineral deposits // Topical Issues of Rational Use of Natural Resources: Proceedings of the XV International Forum-Contest of Students and Young Researchers under the auspices of UNESCO, 13-17 May 2019, St. Petersburg, Russia. Saint Petersburg Mining University, 2019. P. 187-197.
22. Аушев Е.В., Череповский А.А., Лысенко М.В. и др. Геомеханическая оценка горнотехнической ситуации при формировании демонтажной камеры и производстве демонтажных работ // Уголь. 2019. № 11 (1124). С. 20-26. DOI: 10.18796/0041-5790-2019-11-20-26
© А.П.Господариков, А.В.Трофимов, А.П.Киркин, 2022
23. PeiqiXi, YumingHuo, Defu Zhu et al. Development and application of triangulation joint network based on an FEM program (RS2) // Journal of Geophysics and Engineering. 2022. Vol. 19. Iss. 2. P. 245-254. DOI: 10.1093/jge/gxac013
24. Dang V.K., Do N.A., Dinh V.D. Estimating the radial displacement on the tunnel boundary by rock mass classification systems // International Journal of GEOMATE. 2022. Vol. 22. № 9. P. 9-15. DOI: 10.21660/2022.92.19
25. Zareifard M.R. A new semi-numerical method for elastoplastic analysis of a circular tunnel excavated in a Hoek - Brown strain-softening rock mass considering the blast-induced damaged zone // Computers and Geotechnics. 2020. Vol. 122. № 103476. DOI: 0.1016/j.compgeo.2020.103476
26. Jinwang Li, Caihua Shen, Xiufeng He et al. Numerical solution for circular tunnel excavated in strain-softening rock masses considering damaged zone // Scientific Reports. 2022. Vol. 12. № 4465. DOI: 10.1038/s41598-022-08531-3
27. Bertuzzi R. Revisiting rock classification to estimate rock mass properties // Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering. 2019. Vol. 11. Iss. 3. P. 494-510. DOI: 10.1016/j.jrmge.2018.08.011
28. Ставрогин А.Н., Тарасов Б.Г. Экспериментальная физика и механика горных пород. СПб: Наука, 2001. 342 с.
29. Ставрогин А.Н., Протосеня А.Г. Механика деформирования и разрушения горных пород. М.: Недра, 1992. 224 с.
30. Eberhardt E. The complete ISRM suggested methods for rock characterization, testing and monitoring: 1974-2006 // Commission on Testing Methods, International Society for Rock Mechanics. 2009. 628 p.
31. Козырев А.А., Кузнецов Н.Н., Федотова Ю.В., Шоков А.Н. Определение степени удароопасности скальных горных пород по результатам испытаний при одноосном сжатии // Известия вузов. Горный журнал. 2019. № 6. С. 41-50. DOI: 10.21440/0536-1028-2019-6-41 -50
32. Айнбиндер И.И., Овчаренко О.В. Исследования потенциальной удароопасности массива горных пород на проектируемых глубинах отработки месторождения «Валунистое» // Горный информационно-аналитический бюллетень. 2022. № 6. С. 35-45. DOI: 10.25018/0236_1493_2022_6_0_35
33. Бирючев И.В., Макаров А.Б., Усов А.А. Геомеханическая модель. Часть 2. Использование // Горный журнал. 2020. № 2. С. 35-44. DOI: 10.17580/gzh.2020.02.04
34. Павлович А.А., Коршунов В.А., Бажуков А.А., Мельников Н.Я. Оценка прочности массива горных пород при разработке месторождений открытым способом // Записки Горного института. 2019. Т. 239. С. 502-509. DOI: 10.31897/PMI.2019.5.502
35. Zavacky M., Stefanak J. Strains of rock during uniaxial compression test // The Civil Engineering Journal. 2019. Vol. 3. № 32. P. 398-403.
36. Tao Qin, Hongru Sun, Heng Liu et al. Experimental Study on Mechanical and Acoustic Emission Char-acteristics of Rock Samples under Different Stress Paths // Shock and Vibration. 2018. Vol. 2018. № 4813724. DOI: 10.1155/2018/4813724
Авторы: А.П.Господариков, д-р техн. наук, заведующий кафедрой, https://orcid.org/0000-0003-1018-6841 (Санкт-Петербургский горный университет, Санкт-Петербург, Россия), АВ.Трофимов, канд. техн. наук, заведующий лабораторией, https://orcid.org/0000-0001-7557-9801 (ООО «Институт Гипроникель», Санкт-Петербург, Россия), А.П.Киркин, аспирант, s195056@stud.spmi.ru, https://orcid.org/0000-0002-4830-8042 (Санкт-Петербургский горный университет, Санкт-Петербург, Россия).
Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.
