CC BY
22
© С.В. Сентябов, 2015
УДК 622.833.5 С.В. Сентябов
ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ КОМБИНИРОВАННОГО КРЕПЛЕНИЯ СТВОЛОВ
Анкерное упрочнение изменяет картину распределения нормальных и тангенциальных напряжений в бетонной крепи. Монолитная бетонная крепь с установленными через нее анкерами контактного действия, связанными как самой крепью, так и с породным массивом, может рассматриваться как вариант комбинированной крепи. Анкерные стержни играют роль поперечной арматуры в бетоне, работают на растяжение, препятствуя радиальному деформированию крепи. Эффективность упрочнения монолитной бетонной крепи анкерами контактного действия зависит от свойств вмещающих пород и крепи. Она возрастает в слабых породах, при уменьшении модуля упругости и увеличении коэффициента Пуассона, однако достаточного научного обоснования данная технология не имеет.
Ключевые слова: напряженно-деформированное состояние крепи стволов; бетонная крепь; астрофизические напряжения; анкерная крепь; деформации.
По своей геомеханической сути все способы и средства поддержания горных выработок сводятся к обеспечению такого напряженно-деформированного состояния естественного или искусственного (т.е. представленного крепью) контура выработки, которое удовлетворяло бы соответствующим прочностным критериям, определяемым из условия предельного состояния. Условие же предельного состояния, определяющее необходимую степень устойчивости выработки, задается исходя из соответствующих эксплуатационных требований.
С 2013 г. на Гайском подземном руднике ведется мониторинг за напряженно-деформированным состоянием крепи стволов. В стволе шахты «Клетевая», на отметках -830 м, -910 м, -990 м, -1070 м и -1390 м, были установлены станции для измерения деформаций на базе 1600 мм. На этих базах производились измерения изменения напряженно-деформированного состояния во времени с периодичностью раз в четыре месяца.
В результате длительного геодеформационного мониторинга за изменением напряженно-деформированного состояния в крепи ствола «Клетьевой» было зафиксировано изменение напряженно-деформированного состояния на величину до -12 МПа на нижних горизонтах в горизонтальном (X) направлении, и на величину до -8 МПа в вертикальном (7) направлении. Полученные данные согласуются с измерениями изменений астрофизических напряжений [1] в массиве проводимые лабораторией геодинамики и горного давления с 1998 г. Были установлены наблюдательные станции и измерения проводились 3-4 раза в год. В ходе анализа результатов натурных исследований было установлено явление периодического изменения НДС массива горных пород вследствие расширения и сжатия земной коры (Земли) с временным интервалом, в среднем, 11 лет. Принимая во внимание незначительность сейсмического воздействия взрывных работ, практически единственным фактором, влияющим на напряженное состояние бетонной крепи стволов, является изменение астрофизических напряжений во времени.
Определение исходных данных для выбора и расчета параметров и методов управления горным давлением заключается в следующем.
В соответствии с прогнозируемым трендом изменения астрофизических напряжений в 2015 г. их величины могут достигнуть -15 МПа при этом астрофизические напряжения стДф в бетонной крепи вертикальных стволов значительно увеличатся. Для этих условий определяем тангенциальные сте(к) и радиальные ст напряжения в крепи по формулам (1) и (2), при условии: Е = 0,2105; ст = 70 МПа; Ф = 15; С = 18,2 МПа. п
ст
р( к
= А МПа В
(1)
ст , > =
Рис. 1. Схема действия напряжений на контуре выработки
-136,5 • 10 ' 42,5 • 10-5 2ст
= -3,2 МПа,
СТ„, X =
"р( к) Г2
СТП, X = -
2 • (-3,2) • 3,152
(* - Г,2 )
МПа
(2)
3,152 - 2,752
где А = -
2ст
АФ
(1
А)
= -16,9 МПа,
В = + с.
г1 - радиус ствола в свету, м; г2 - радиус ствола в черне, м; Еп - модуль упругости массива пород; ц - коэффициент Пуассона; стДф - астрофизические напряжения, МПа.
Считая что вопрос о коэффициенте концентрации напряжений на контуре стенок ствола от действия продольной силы стг решен с достаточной точностью, рассмотрим с точки зрения теории упругости, напряжения на контуре стенок ствола от действия в массиве природных напряжений.
Таким образом, для участка массива расчетный уровень первоначальных напряжений на основании 4-ой гипотезы формирования напряжений в массиве горных пород принимаем в соответствии со следующими формулами:
ст
= (ХуН + ст хт ) + ст аф
= ( + ° ут)
+ о
(3)
(4)
Рассмотрим, что на бесконечности действуют природные напряжения Сту
П , а из нутрии на стенки ствола влияет подпор крепи стр(к) = ст'х =ст'у . При
и ст
условии,что стп и ст'
стПП и ст'у действуют по одной оси, можно получить урав-
X "х
нение по определению напряжений на контуре породного массива с крепью (рис. 1) от действия вышеуказанных напряжений [2].
1
СТр = 2
К-р2(К - Кг)
Р
1
+ —
2
Кз + К4
( г 4 г 2 ^ 3 - 4
3 _4 4 ~2
Р Р
V
соэ29
(5)
СТ9 = — 9 2
Ki +-12 (Ki - K2)
K3 + 3-^ K4 P
cos 29
(6)
где К = аЩ +аП ; К2 = ^ + ; К3 = апх-ауп ; К4 = (а£-ауп )-(4-а|,)
Напряжения действующие на контуре выработки при условии, что г = р = 3,15 м, аП =-25 МПа при 0 = 0°; соэ20 = 1
= 3,15 м, стЩ = -25 МПа; ст^ = -19 МПа; стр"( к) = ст[ = СТ'у = -3,2 МПа составят:
1
СТр = 2
1
ст9 = — 92
3 1 52
-44 - (-44 + 6,4) 3,152 '
3 152
-44 + ^^ (-44 + 6,4)
Q 1 К2 V ' /
3 ,152
при 0 = 90°; cos20 = -1
1
стр= 2 1
ст9 = — 92
3 1 52 "
-44 - (-44 + 6 ,4) 3,15
3 1 52
-44 + (-44 + 6,4) 3,152 '
1
+ —
2
1
+ —
2
-6 - 6
3,152 3,152
- 4 —
3,15
2
3,152
• 1 = -3,2 МПа,
3 152 -6 + 331526 3,152
• 1 = -28,8 МПа.
-6 - 6
3,152 ' 3,152
- 4
3,15 3,152
2
•-1 = -3,2 МПа,
3 152 -6 + 3315г6
•-1 = -52,8 МПа.
3,152
Согласно условия устойчивости, срезающие усилия должны быть меньше удерживающих.
СТ9 СТр
2
sin 2а < C + tgy (ст9 • sin2 а +
стр cos aj
(7)
где С и ф - соответственно, сцепление и угол междублокового трения рассматриваемого объема массива, численно равные значениям сцепления и угла внутреннего трения породы, получаемым при лабораторных испытаниях образцов, МПа и град [3].
С = ^tg[45°
2 I 2
(8)
где стсж - предел прочности на сжатие массива горных пород.
В данных условиях работы бетонной крепи, условие устойчивости не будет выполняться.
-52,8 -(-3,2) °/ „ „ „ч - 2 sin 2a > 18,2 + tg15 (-52,8 • sin2 4° - 3,2 • cos2 4°° )
После исчерпания резервов несущей способности бетонной крепи, в качестве решения по повышению несущей способности крепи может рассматриваться установка анкеров.
При натяжении установленных анкеров, возникающие усилия через элементы крепи передаются на массив, что повышает трение на контактах породных слоев, ограничивает их перемещение, перераспределяя нагрузки на боковые породы за счет повышения эффекта арочности или запирания. За счет этого обеспечивается рациональный режим податливости системы крепь - массив и повышение ее несущей способности.
Рис. 2. Графическое распределение напряжений ay вдоль плоскости АгСг
В то же время необходимо отметить, что в существующих методиках расчета анкерной крепи вертикальных стволов [4, 5, 6, 7, 8] и др., анкера рассматриваются только как элемент упрочнения массива.
В месте с тем в работе [9, 10] описан опыт установки анкерной крепи через возведенную основную крепь при реконструкции стволов, упрочнении наиболее сложных участков выработок и в других случаях.
Помимо эффекта упрочнения окружающего массива в этом случае сама монолитная бетонная крепь с установленными через нее анкерами контактного действия, связанными как с самой крепью, так и с породным массивом, может рассматриваться как вариант комбинированной крепи, в которой анкера выполняют функцию поперечной арматуры в бетоне, однако достаточного научного обоснования данная технология не имеет.
Рассмотрим сосредоточенную силу Ршт, приложенную к бесконечно большой границе АС. Распределение нагрузки по толщине бетонной крепи является однородным, как показано на рис. 2. Толщина крепи принимается равной единице, так что Р - нагрузка на единицу толщины крепи.
Распределение напряжений зависит от сил, действующих на всей замкнутой границе, например АС А1С1, а не только от условий АС. Это справедливо и тогда, когда граница АС А1С1 уходит на бесконечность. Данная задача решается простым радиальным распределением напряжений. Любой элемент В расположенный на расстоянии г от точки приложения силы, подвергается простому сжатию в радиальном направлении.
Рассмотрим плоскость А1С1, находящуюся на расстоянии «а» от края крепи.
Если Ршт распределить по линии OD, то средняя нагрузка Рср по линии составит на ширине 1 см.
Р
Р = шт
ср 100 • 1 (9)
см см
где Ршт - сосредоточенная вертикальная сила.
Для большинства конструктивных параметров сталеполимерных и железобетонных анкеров, применяемых в настоящее время на рудниках, в качестве
критического фактора, определяющего сдерживающее влияние анкера, как правило, выступает прочность арматурного стержня на разрыв.
Для арматурных стержней периодического профиля диаметром 16 мм с площадью поперечного сечения S = 0,0002 м2, изготовленных из стали А—III с пределом текучести [стст] = 500 МПа, сдерживающее усилие каждого анкера составит: Р кг/см2 = 0,01, Р кг/см2 = 0,001Р , МПа.
ср ' ' ' шт ' ' шт'
Если Р = 10 000 кг, то Р = 10 МПа.
шт ср
Принимаем анкера несущей способностью 10 т, мощность крепи а = 40 см, а сетка анкерования 1,0x1,0 м при Рср = 10 МПа = 100 кг/см2.
Реакция противодействия крепи, действующие по периметру контура выработки увеличивает отпор поддерживающей крепи на следующие значения: 2Р
ст = —^cos4 0
у п • а (10)
На рис. 2 представлено графическое распределение напряжений вдоль плоскости А1С1 при 0 = 0°; 20°; 40°; 60°.
ст ^ = 2 •200 cos4 0o = -3,18 кг/см2 = -0,318 МПа у00 3,14 • 40
2 • 200
ст ,П0 = cos4 200 = -2,48 кг/см2 = -0,248 МПа
у200 3,14 • 40
2 • 200
сту400 = 3 14 • 40 cos4 400 = -1,09 кг/см2 = -0,109 МПа 2 • 200
Ст . ^ cos4 600 = -0,2 кг/см2 = -0,02 МПа
у600 3,14 • 40
В точке приложения нагрузки напряжения теоретически неограниченно велико, поскольку конечная сила в этой точке действует на бесконечно малой площади [11]. В действительности нагрузка распределяется по площадке хотя и малой, но конечной ширины. Уравнение теории упругости в этом случае можно применить к остальной части крепи.
Подставив эти данные в выражение (1), получаем новые значения, увеличенные за счет анкерования.
Подставляем полученные данные с учетом подпора крепи условия устойчивости будет выполнено.
-52,4 -(-3,6) 0/ „ „ „ч - 2 sin 2а < 18,2 + tg15 (-52,4 • sin2 40 - 3,6 • cos2 400)
В результате исследований проведенных в работе в случае увеличения астрофизических напряжений до уровня превышающих предел прочности бетонной крепи потребуется разработка конструктивных решений по повышению несущей способности монолитной бетонной крепи. Отмечается перспективность применения в вертикальных стволах в сочетании с основным видом крепи анкеров различной конструкции, при выполнении в стволах ремонтных работ, позволивших восстановить нарушенные участки выработок и обеспечить в дальнейшем их безаварийную эксплуатацию.
Кроме того, в рассматриваемых условиях, массив за счет эффекта «армирования» или «сшивки» породных слоев анкера способны повышать «первона-
чальный» предел прочности приконтурного массива, даже при традиционно применяемых сетках анкерования: 0,5 х 0,5 м и более.
Выводы
1. Анкерное упрочнение изменяет картину распределения нормальных и тангенциальных напряжений в бетонной крепи. В результате исследований было установлено, что эффективность анкерного упрочнения монолитной бетонной крепи и окружающего массива зависит от свойств вмещающих пород и крепи. Она возрастает в слабых породах, при уменьшении модуля упругости и увеличении коэффициента Пуассона.
2. Установка анкеров контактного типа через возведенную ранее моно-лит-ную бетонную крепь позволяет обеспечить снижение тангенциальных напряжений в бетоне, развивающихся в процессе взаимодействия системы «крепь -порода».
3. В целом проведенный анализ показал, что в качестве перспективного направления совершенствования технологии укрепления вертикальных ство-лов можно выделить переход на монолитные бетонные крепи упрочненные анкерами. В то же время в шахтном строительстве возможности применения метода анкерного упрочнения весьма ограничено, он мало исследован и нуждаются в дальнейшем совершенствовании. Перспективным является переход на комбинированное анкерно-бетонное крепление, однако для более широкого внедрения этой технологии необходимо дальнейшее изучение процессов совместного взаимодействия системы «монолитная бетонная крепь - анкера - породный массив» и адаптация технологии установки анкеров через монолитную бетонную крепь.
_ СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Зубков А.В. Горнотехнические условия отработки колчеданных месторождений / Уральский горнопромышленный форум: V: Колчеданные месторождения - геология, поиски, добыча и переработка руд. Материалы Всероссийской научной конференции. Чтения памяти С.Н. Иванова. - Екатеринбург: УрО РАН, Институт геологии и геохимии УрО РАН, 2013. - С. 60-62.
2. Боликов В.Е. Исследование напряженно-деформированного состояния массива пород и крепи клетевого ствола ш. «Центральная» Донского ГОКа. Отчет о НИР. - Екатеринбург: ИГД УрО РАН, 1994. - 31 с.
3. Протодьяконов М.М., Тедер Р.И., Ильницкая О.П. и др. Распределение и корреляция показателей физических свойств горных пород. - М.: Недра, 1981. - 190 с.
4. Инструкция по расчету и применению облегченных видов крепей с анкерами в вертикальных стволах. - Харьков: ВНИИОМШС, 1990. - 75 с.
5. Козел A.M., Быкова О.Г. Расчет анкерной крепи в вертикальных шахтных стволах / Методы изучения и способы управления горным давлением в подземных выработках. - Л: 1987. - С. 48-51.
6. Кравченко Г.И. Облегченные крепи вертикальных выработок. - М.: Недра, 1974. - 208 с.
7. Левит В.В. Геомеханическое основы разработки и выбора комбинированных способов крепления вертикальных стволов в структурно неоднородных породах: Автореф. докт. техн. наук. - Днепропетровск, 1999. - 36 с.
8. Фотиева H.H., Саммаль A.C. и др. Определение области применения набрызгбетонной крепи стволов в сочетании с анкерами // Шахтное и подземное строительство. - 1988. -№ 3. - С. 9-11.
9. Руководство по проектированию подземных горных выработок и расчету крепи. ВНИМИ, ВНИИОМШС Минуглепрома СССР. - М.: Стройиздат, 1983. - 272 с.
10. Плешко М.С., Армейсков В.Н. Исследование различных способов анкерного упрочнения монолитной бетонной крепи вертикальных стволов на численных моделях // Проблемы подземного строительства и направления развития тампонажа и закрепления горных пород:
Материалы научно-практической конференции - Луганск: Изд-во Восточноукраинского национального университета им. В. Даля, 2006. - С. 206 -211.
11. Тимошенко С.П., Гудьер Дж. Теория упругости, перев. с англ. - М.: Наука, 1975. -575 с. ЕЕЭ
КОРОТКО ОБ АВТОРЕ_
Сентябов Сергей Васильевич - младший научный сотрудник, е-ша11:Беп1:уаЬоу1989@та11.ги, Институт горного дела УрО РАН.
UDC 622.833.5
PERFORMANCE EVALUATION OF COMBINED FIXING THE MINE
Sentyabov S.V., Junior Researcher, e-mail: sentyabov1989@mail.ru,
Institute of Mining of Ural Branch of Russian Academy of Sciences, Ekaterinburg, Russia.
Anchor hardening changes the picture of the distribution of normal and tangential stresses in the concrete lining. Monolithic concrete lining with established through it anchors contact action related as the most brave, and with the rock mass can be considered as a variant of the combined lining. Anchor rods act as shear reinforcement in concrete, tensile, preventing radial deformation lining. Strengthening the effectiveness of monolithic concrete lining anchors contact action depends on the properties of host rocks and lining. It grows in weak rocks, with a decrease in the elastic modulus and Poisson's ratio increase, but sufficient scientific evidence, this technology has not.
Key words: stress-strain state lining trunks; concrete lining; astrophysical stresses; anchoring mine shafts; strains.
REFERENCES
1. Zubkov A.V. Uralskii gornopromyshlennyi forum. V: Kolchedannye mestorozhdeniya geologiya, pois-ki, dobycha i pererabotka rud. Materialy Vserossiiskoi nauchnoi konferentsii. Chteniya pamyati S.N. Ivanova (Ural mining forum. V: Pyrite deposits - geology, exploration, mining and ore processing: Proc. scientific. Conf. Memory read S.N. Ivanov), Ekaterinburg, UrO RAN, Institut geologii i geokhimii UrO RAN, 2013, pp. 60-62.
2. Bolikov V.E. Issledovanie napryazhenno-deformirovannogo sostoyaniya massiva porod i krepi kletevo-go stvola sh. «Tsentralnaya» Donskogo GOKa. Otchet o NIR (Investigation of the stress-strain state of the rocks and lining the cage shaft w. «Central». Research report), Ekaterinburg, IGD UrO RAN, 1994, 31 p.
3. Protod'yakonov M.M., Teder R.I., Il'nitskaya O.P. Raspredelenie i korrelyatsiya pokazatelei fizicheskikh svoistv gornykh porod (Distribution and correlation of indicators of physical properties of rocks), Moscow, Nedra, 1981, 190 p.
4. Instruktsiya po raschetu i primeneniyu oblegchennykh vidov krepei s ankerami v vertikal'nykh stvolakh (Instructions for calculation and application of lightweight kinds of supports with anchors in vertical shafts), Khar'kov, VNllOMShS, 1990, 75 p.
5. Kozel A.M., Bykova O.G. Metody izucheniya i sposoby upravleniya gornym davleniem v podzemnykh vyrabotkakh (Methods of studying and how to rock pressure control in underground mines), Leningrad, 1987, pp. 48-51.
6. Kravchenko G.l. Oblegchennye krepi vertikal'nykh vyrabotok (Lightweight lining vertical workings), Moscow, Nedra, 1974, 208 p.
7. Levit V.V. Geomekhanicheskoe osnovy razrabotki i vybora kombinirovannykh sposobov krepleniya vertikal'nykh stvolov v strukturno neodnorodnykh porodakh (Geomechanical basis for the development and selection of combined methods of fastening vertical shafts in structurally inhomogeneous rocks), Doctor's thesis, Dnepropetrovsk, 1999, 36 p.
8. Fotieva H.H., Sammal' A.C. Shakhtnoe i podzemnoe stroitelstvo. 1988, no 3, pp. 9-11.
9. Rukovodstvo po proektirovaniyu podzemnykh gornykh vyrabotok i raschetu krepi. VNIMI, VNIIOMShS Minugleproma SSSR (Design Guide underground mine workings and the calculation of lining. VNIMI VNIIOMSHS Ministry of Coal Industry of the USSR), Moscow, Stroiizdat, 1983, 272 p.
10. Pleshko M.S., Armeiskov V.N. Problemy podzemnogo stroitel'stva i napravleniya razvitiya tampon-azha i zakrepleniya gornykh porod. Materialy nauchno-prakticheskoi konferentsii (Problems of underground construction and direction of plugging and secure the rocks: Proceedings of the conference), Lugansk, lzd-vo Vostochnoukrainskogo natsional'nogo universiteta im. V. Dalya, 2006, pp. 206 -211.
11. Timoshenko S.P., Gud'er Dzh. Teoriya uprugosti, per. s angl. (Elasticity theory, English-Russian translation), Moscow, Nauka, 1975, 575 p.
