CC BY
63
20
В. А. Колмаков, М.В. Чередниченко
УДК 622
В. А. Колмаков, М.В. Чередниченко
МЕТОД ОЦЕНКИ ИНТЕНСИВНОСТИ ДОБЫЧИ УГЛЯ КОМБАЙНАМИ В МЕТАНООПАСНЫХ ОЧИСТНЫХ ВЫРАБОТКАХ
Введение
Проведенная с 1993 по 2003 гг. реструктуризация угольной отрасли вызвала закрытие 59% шахт (в России 137 из 232 (59%), в Кузбассе 43 из 73 (59%)) и связанные с этим отрицательные последствия [1].
Однако это привело и к некоторым положительным изменениям, таким как реконструкция действующих предприятий, увеличение нагрузки на забой за счет внедрения новой высокопроизводительной отечественной и зарубежной техники. В результате повысилась концентрация горных работ, и в отрасли появились новые организационные структуры «шахта-пласт» и «шахта-лава».
В этих условиях резко возросла добыча угля из одного очистного забоя, достигнув 10 000 тонн в сутки и более, что в 20 раз превышает уровень добычи угля из лав с аналогичными условиями при применявшейся 50 лет назад буровзрывной технологии. Но резкий рост добычи привел к росту газо-обильности выработок, повышению газоопасности шахт, увеличению числа взрывов газа, гибели людей, несмотря на некоторое снижение их газообиль-ности.
В настоящее время в угольной отрасли России и Кузбасса 73% шахт являются опасными по метану и все опасными по взрывчатости пыли.
Анализ взрывов на шахтах России за последние 15 лет показывает, что общее число взрывов газа и пыли сокращается, а число погибших людей во время одного взрыва возрастает в несколько раз; время на ликвидацию аварий от взрыва горноспасателями увеличивается в среднем в два раза; ухудшаются социальные последствия и растут экономические затраты.
Наибольшее число людей погибает при взрывах в очистных забоях, например, на ш. им. Шевякова (1992 г.) - 25 чел. (г. Междуреченск); на ш. Центральная (1993 г.) - 28 чел. (г. Копейск); на ш. Воркутинская (1998г.) - 28 чел. (г. Воркута); на ш. Зыряновская (1997 г.) - 67 чел. (г. Новокузнецк);
на ш. Ульяновская (2007 г.) - 110 чел. (г. Новокузнецк) и др.
Описание работы
Основной причиной взрывов метана в очистных забоях является несоответствие между объемом выделяемого метана при добыче угля и вентиляционными возможностями разжижения газа до допустимых норм.
Согласно регламентированному руководству [2] для расчета максимальной нагрузки на очистную выработку в действующих шахтах необходимо знать суточную добычу угля, среднее метановыде-ление и максимальный расход воздуха, который можно подать в выработку по условиям вентиляции.
Опыт работы шахт и проведенные нами исследования показывают, что средние величины суточной добычи угля и метановыделения не характеризуют степень газоопасности шахт при добыче угля высокопроизводительными комбайнами, т.к. газовая ситуация при этом изменяется от допустимой до предельной в течение нескольких минут. Поэтому возникает необходимость перехода от статического к динамическому принципу оценки газоопасности современных очистных забоев с учетом нестацио-нарности добычи угля и выделения метана.
Анализ показывает, что в настоящее время в угольной отрасли используется около 50 отечественных и зарубежных типов механизированных крепей, при которых применяется около 30 видов добычных комбайнов. Несмотря на такое многообразие добычной техники, принципы расчета ее возможностей по добыче угля остаются одинаковыми.
В этой связи газоопасность забоев необходимо оценивать по интенсивности добычи угля, определяемой техническими возможностями добычной техники и с учетом газового фактора.
Теоретически возможная интенсивность добычи угля комбайном, в зависимости от мощности электродвигателей комбайна и удельных энергозатрат на разрушение, рассчитывается по формуле [3]:
а,
т/мин
60
40
20
О
Зависимость интенсивности добычи угля (а) от мощности (Р) современных очистных комбайнов:
1 - ГШ-68; 2 - КГС-460; 3 - ГШ-500; 4 - КСП; 5 - 41Б; 6, 7, 8, 9 -при величине коэффициента энергии разрушения (Ж) соответственно 0,25; 0,3; 0,35; 0,4.
кВт
Р
W - б0
где @m - технически возможная интенсивность добычи угля, т/мин; Р - мощность электродвигателей комбайна, кВт; W - удельная энергия разрушения угля, кВт-ч/т.
Исследования показывают, что энергия разрушения тонны угля при коэффициенте его сопротивления разрушению изменяется от 0,25 до 1,2 кВт-ч/т (см. рисунок).
Поскольку разрушенный уголь в лаве требует погрузки на конвейер, то суммарная величина энергии разрушения и погрузки увеличивается до 0,4. Общая величина разрушения, транспортировки и доставки угля составляет по шахте 0,4 и более.
Для шахт Кузбасса величина энергии разрушения и погрузки угля на конвейер в среднем равна
0,25-0,4. При сверхмощных зарубежных комбайнах типа «Джой 4LS.9», «Джой 4LS.8», «Long» энергия разрушения и погрузки угля превышает указанные пределы в несколько раз.
По формуле (1) рассчитана технически возможная добыча угля некоторыми современными добычными комбайнами.
Итоги расчетов зависимости интенсивности от удельной энергии разрушения добычи угля сведены в таблицу, где видно, что фактическая интенсивность добычи угля ниже теоретической в 5-10 раз и более, что свидетельствует об имеющихся больших технических резервах увеличения добычи угля в очистных забоях, сдерживаемых газовым фактором.
При высокой газоносности угольных пластов комбайн не может работать непрерывно длительное время, т.к. происходит отключение электроэнергии ввиду превышения концентрации метана. Поэтому коэффициент машинного времени в газообильных очистных забоях весьма низок и составляет обычно Км = 0,15-0,25. С учетом (1) интенсивность добычи по газовому фактору связывается с теоретически возможной интенсивностью зависимостью [2]:
ap = am Km , (2)
где ap - расчетная интенсивность добычи угля по газу, т/мин; Km - коэффициент машинного времени.
По формуле (2) рассчитана интенсивность добычи угля в очистных забоях по газовому фактору при минимальном коэффициенте машинного времени KM = 0,15 и коэффициенте удельной энергии разрушения угля W = 0,25 (см. таблицу). Из таблицы видно, что фактическая добыча угля отличается от рассчитанной по формуле (2) в среднем на 22%, о чем свидетельствуют показатели работы выемоч-
ных комбайнов на высокогазоопасных шахтах Ле-
(1)
нинск-Кузнецкого района Кузбасса с заданными условиями. Определено, что максимальная фактическая интенсивность добычи угля на шахтах данного района находится в пределах от 0,5 до 7,14 т/мин., т.е. отличается более чем в 12 раз при среднем значении 3,75 т/мин. Средняя теоретическая интенсивность добычи угля комбайнами в районе составляет 30 т/мин, отличие ее от среднего значения достигает восьми раз.
Установлено соответственно, что величины коэффициентов машинного времени в очистных забоях, в зависимости от их газообильности находятся в пределах 0,15-0,45. При существующей энергии разрушения увеличение мощности очистного комбайна с 300 до 900 кВт приведет к увеличению интенсивности добычи угля с 20 до 60 т/мин, т.е. в три раза. Во сколько же раз можно увеличить нагрузку
Мощность комбай- на, кВт Типы выемоч- ных комбайнов Интенсивность добычи угля, т/мин
техническая, при W = 0,25 кВт-ч/т расчетная, при Км = 0,15 факти- ческая
300 1ГШ-б8 20,0 3,0 2,9
320 2ГШ-685 21,3 3,1 2,7
400 KGS-460 26,7 4,0 3,2
450 КШЭ 30,0 4,5 2,4
500 ГШ-500 33,3 4,9 2,1
5б0 КСП 37,3 5,5 5,2
б30 K-700 42,0 6,3 5,2
900 4LS 60 9,0 10,0
на очистной забой с применением дегазации угольных пластов и увеличением за счет этого коэффициента машинного времени. Таким образом, количественно оценены два основные пути повышения эффективности работы газоопасных очистных забоев, которые требуют; увеличения удельной энергии разрушения угля и повышения коэффициента машинного времени за счет предотвращения простоев из-за газового фактора.
Заключение
1. Используемая на современном этапе оценка метаноопасности высокопроизводительных очистных забоев угольных шахт, свидетельствует о наличии противоречий между возможностями добычной техники и ограничивающим ее газовым фактором.
2. Фактическая интенсивность добычи угля в очистных забоях может быть повышена в три раза и более за счет увеличения энергии разрушения и во столько же раз, за счет увеличения коэффициента машинного времени.
Проведенные исследования позволяют внести коррективы в методику определения допустимой нагрузки на очистной забой и создать более безопасные условия работ в шахтах.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
а=
т
1. Ивашнёв Л. И. Основные итоги реформирования угольной отрасли России / Л. И. Ивашнёв. - М.
Изд-во МГГУ. 2004. - 54 с.
2. Руководство по проектированию вентиляции угольных шахт. - Макеевка-Донбасс: МакНИИ, 1989. - 319 с.
3. Александров Б. А. Горные машины и оборудование: метод. указания по выполнению курсового проекта/ Б.А. Александров, Ю.А. Антонов, С.А. Показаньев, А.М. Цехин; КузГТУ. - Кемерово, 2006. -35 с.
□Авторы статьи:
Колмаков Владислав Александрович - докт.техн.наук, проф.каф. аэрологии, охраны труда и природы КузГТУ
Email: [email protected]
Чередниченко Мария Владимировна -старший преподаватель каф. аэрологии, охраны труда и природы КузГТУ
Email: [email protected]
УДК 622.023
Г.В. Широколобов
ОЦЕНКА ГЕОМЕХАНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ ПОДГОТОВИТЕЛЬНЫХ ВЫРАБОТОК
Методы изучения геомеханического состояния подготовительных выработок, под которым имеется в виду напряженно-деформированное состояние пород, оценка устойчивости выработки, а также расчеты давления на крепь можно разделить на три направления: экспериментальное, экспериментально-аналитическое и аналитическое (численное).
Результатом экспериментальных исследований являются эмпирические (регрессионные) зависимости, определяющие конвергенцию почвы и кровли выработок, давление на крепь, радиусы зоны разрушения в зависимости от горногеологических и горнотехнических условий [1, 2]. Несмотря на необходимо большой объем натурных замеров, названные факторы не являются прогностическими для других, отличных от при-
веденных условий.
Экспериментально -аналитические исследования позволяют существенно сократить объем натурных исследований и получить более широкую информацию. Однако область полученных при этом результатов в большинстве случаев остается также ограниченной.
Аналитические методы горной геомеханики, учитывающие основные закономерности и влияющие на процесс факторы, позволяют количественно или хотя бы качественно прогнозировать проявления горного давления даже в неизученных горно-геологических условиях для перспективных технологических схем выемки угля. Геомеханические процессы в окрестности подготовительных выработок логично разделить на две группы. К первой группе относятся методы опре-
Рис. 1. Эпюры напряжений в окрестности выработки: 1 — кривая максимальных сжимающих напряжений ад 2 — кривая минимальных сжимающих напряжений аг
деления зоны разрушения пород вокруг выработки и давление на крепь, не учитывающие взаимовлияние крепи и массива горных пород. Классическим примером является метод проф. М.М. Про-тодьяконова. Вторая группа аналитических методов учитывает взаимовлияние крепи и пород, что представляет несомненное преимущество для более точного анализа геомеханического состояния.
Анализ результатов этих исследований показал, что учет запредельных свойств горных пород позволяет описать явление повышенной объемной деформации пород в окрестности подготовительной выработки (разрыхление, дилатансию) и наряду с расчетом давления на крепь и ее смещений оценить устойчивость выработки.
Вместе с тем, следует отметить сложность этих решений, обусловленную сложностью самой проблемы, связанной с определением параметров аппроксимации для конкретных условий.
Чтобы определить смещения в подготовительной выработке, необходимо прежде всего установить размер зоны запредельного состояния вокруг нее. Эта задача наиболее просто решается для выработки круглого поперечного сечения в гидростатическом поле напряжений. Такая постановка вопроса является приемлемой для практики, во-первых, потому что решение задачи имеет смысл, если неупругая область является значительной, и в этом случае, как показали расчеты С.Б. Колоколова [3], она по форме и размерам одинакова для трапециевидной, квадратной, арочной или равновеликой круглой выработки, а во-вторых, потому что наиболее вероятным является гидростатический закон распределения напряжений в нетронутом массиве. Последнее утверждение основано на том факте, что при формировании горных пород в них существовало гидростатическое поле напряжений, а к этому состоянию горный массив стремится при любом ином поле напряжений. Примем составляющую массива равной q.
На рис. 1 показаны принятые нами обозначе-
ния. Здесь Яр — радиус зоны запредельного деформирования (зона I), кривая I соответствует максимальным сжимающим напряжениям (ад), а кривая 2 - минимальным (а). Зона II является зоной упругих деформаций.
На границе зон I и II реализуется предельное состояние. Совокупность этих граничных точек формирует цилиндрическую поверхность, внутри которой находится зона запредельного состояния.
Предположение о малости зоны предельного состояния основано на следующем.
Об МПа
Рис. 2. Графики деформирования породы при различном боковом давлении
На рис. 2 представлены зависимости между максимальными напряжениями ав и деформациями ев. Вид кривой зависит от минимального напряжения аг. Характер этих кривых одинаков: после стадии упругого деформирования напряжение достигает своей предельной величины в вершине кривой и соответствует максимальному напряжению на предельном круге Мора, затем наступает стадия спада до некоторой остаточной прочности. Остаточная прочность возрастает с ростом минимального главного напряжения стг и
4 8 12 16 20 24 о?, МПа
Рис. 3. Связь между главными напряжениями в предельном (1) и запредельном (2) состояниях
приближается к напряжению, соответствующему предельному кругу.
Не вызывает сомнений, что на границе зон I и
II точки находятся в предельном состоянии и соответствуют вершине какой-либо кривой с деформацией еепр (см. рис. 2). С перемещением от этой границы к контуру выработки напряжения ие и <уг уменьшаются, а деформация ее возрастает, поэтому напряженное состояние во всей зоне I будет соответствовать запредельному.
Таким образом, вырисовывается определенная картина изменения напряжений в запредельной зоне.
Если выработка не подкреплена, то на контуре напряжение равно остаточной прочности при одноосном сжатии, а в случае возникновения отпора р со стороны крепи — остаточной прочности при этом отпоре.
С удалением от контура в глубь зоны I главные напряжения растут непрерывно до предельных на границе между зонами I и П. Связь между этими напряжениями в осях аг и ае будет выражаться в виде непрерывной линии. В дальнейшем в основу решения задачи положено предположение, что эта связь является линейной.
Это предположение не противоречит экспериментальным данным. На рис. 3 приведены зависимости между главными напряжениями, построенные на основании кривых деформирования мрамора при различном боковом давлении [3].
Точками нанесены главные напряжения, соответствующие предельному состоянию, а крестиками — остаточной прочности. Обе совокупности вполне удовлетворительно располагаются на двух
связи между главными предельными напряжениями. Из графика следует, что связь между главными напряжениями, характеризующими остаточную прочность, может быть приняла также линейной.
На рис. 4 представлены зависимости остаточной прочности от минимального напряжения для песчаника (1) и гранита (2), построенные на основании экспериментальных данных, полученных в работе [4]. Крестиками отмечены результаты ис-
Рис. 5. Связь между главными напряжениями в окрестности выработки
10
МПа
Рис. 4. Зависимость остаточной прочности от минимального напряжения для песчаника (1) и гранита (2)
пересекающихся прямых. Известно, что в области пытаний песчаника, а точками — гранита. Приве-
сжимающих напряжений предельную огибающую денные графики свидетельствуют о приемлемости
кругов Мора можно аппроксимировать прямой аппроксимации зависимости остаточной прочно-
линией. И это будет соответствовать линейной сти от минимального напряжения в виде прямой
линии. Это подтверждается и результатами экспериментов [5- 8].
Таким образом, в зоне запредельного состояния связь между главными напряжениями может быть принята в следующем виде:
°е= Ка г +° 0, (1)
где К — некоторый угловой коэффициент; Со —
остаточная прочность при осевом сжатии.
На границе зон I и II ( рис. 1) реализуется предельное состояние. Для прямолинейной огибающей предельных кругов Мора связь между главными напряжениями в этом состоянии имеет следующий вид:
Се=Сс г +С сж, (2)
где ссж — предел прочности на одноосное сжатие,
а коэффициент С связан с углом внутреннего трения р соотношением С =(1+8Ш р)/(1+8т р) .
На рис. 5 зависимость (2) представлена прямой I. Напряженному состоянию точек на границе зон I и II для определенного поля напряжений с составляющей q соответствует некоторая точка М
на этой прямой. Эта граница представляет собой цилиндрическую поверхность, внутри которой напряжения уменьшаются с приближением к контуру выработки. На контуре же напряжение равно остаточной прочности с0 при одноосном сжатии. На рис. 5 это соответствует точке N. С удалением от контура в глубь зоны I главные напряжения растут и связь между ними будет выражаться в виде непрерывной линии между точками N и М, которая согласно (1) принимается в виде прямой.
Величина коэффициента К зависит от положения прямой 1, т.е. от параметров огибающей предельных кругов Мора, а также от составляющей q массива. С ростом напряжений в массиве до некоторой величины q' точка М переместится вверх и займет соответствующее положение М’, в связи с чем уменьшится и величина коэффициента К.
Таким образом, коэффициент К в выражении (1) является параметром, характеризующим состояние массива в окрестности выработки.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Черняк И.Л. Управление горным давлением в подготовительных выработок глубоких шахт / И.Л. Черняк, Б.И. Бурчаков. — М.: Недра, 1984. — 304 с.
2. Якоби О. Практика управления горным давлением. — М.: Недра, 1987. —566 с.
3. Карташев Ю.М. Прочность и деформируемость горных пород / Ю.М. Карташев, Б.В. Матвеев, Г.В. Михеев, А.Б. Фадеев. — М.: Недра, 1979. — 269 с.
4. Ставрогин А.Н. Прочность горных пород и устойчивость выработок на больших глубинах / А.Н. Ставрогин, А.Г. Протосеня. — М.: Недра, 1985. — 272 с.
5. Клыков А.Е. Влияние прочностных свойств горных пород на устойчивость выработок / Клыков А.Е., Волков В.М., Широколобов Г.В. //Научно-технические проблемы подземной разработки месторождений: Межвуз. сб. научн. тр. — Кемерово: Кузбасс. политехн. инст. — 1991. — С. 49-54.
6. Клыков А.Е. Испытание на сжатие низких цилиндрических образцов горных пород / Клыков А.Е., Глазков Ю.Ф., Соболев Ю.П., Широколобов Г.В. // Совершенствование технологии строительства горных предприятий: Сб. науч. тр. — Кемерово: КузГТУ, 1994. — С. 135-142.
7. Клыков А.Е. Определение параметров огибающей кругов Мора при испытании низких цилиндрических образцов /Клыков А.Е., Соболев Ю.П., Широколобов Г.В. //Природные и интеллектуальные ресурсы Сибири: Материалы III Международной практической конференции. Секция "Уголь и углепродукты". — Кемерово, 1997. — Ч. 1. — С. 73-75.
8. Широколобов Г.В. Результаты испытаний образцов горных пород в условиях объемного напряженного состояния /Широколобов Г.В., Соболев Ю.П., Клыков А.Е. // Вестн. Кузбасского гос. тех. унив.. — Кемерово, 1999. — №4. — С. 17-19.
□ Автор статьи:
Широколобов Георгий Валентинович - канд. техн. наук, доцент каф. "Сопротивление материалов" КузГТУ, тел. 8(3842)39-63-27.
