CC BY
35
16. Nikolai M. Kachurin, Sergei A. Vorobev, Sergei M. Bogdanov. Evaluating Polluting Atmosphere be Mining Enterprises and Optimizing Prophylactic Measures Resources / 5th International Symposium. Mining and Environmental Protection. Vrdnik. Serbia, 2015. P. 135-140.
17. Environmental Danger of Worked and Liquidated Coal Mines Open Areas / Nikolai M. Kachurin, Sergei A. Vorobev, Dimitriy N. Shkuratckiy, Sergei M. Bogdanov // 5th International Symposium. Mining and Environmental Protection. Vrdnik. Serbia, 2015. P. 141-149.
18. Kachurin N.M., Pozdeev A.A., Stas' G.V. Prognoz vydeleniya radona v gornye vyrabotki ugol'nyh shaht// Izvestiya TulGU. Estestvennye nauki, 2012. Vyp. 1. CH. 2. S. 133142.
19. Kachurin N.M., Pozdeev A.A., Stas' G.V.. Vydeleniya radona v atmosferu gornyh vyrabotok ugol'nyh shaht// Izvestiya Tul'skij gosu-darstvennyj universitet. Nauki o Zemle, 2012. Vyp. 1. S. 46-56.
20. Radon v atmosfere ugol'nyh shaht / N.M. Kachurin [i dr.]// GIAB. 2012. Vyp.8. S. 88-94.
УДК 624.12
ОЦЕНКА НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ МЕЖДУКАМЕРНЫХ ЦЕЛИКОВ В БЛОЧНОМ ГОРНОМ МАССИВЕ
П.Э. Вербило, О.В. Трушко
Предложен метод прогноза прочностных характеристик трещиноватого горного массива с помощью численного моделирования методом конечных элементов в программном комплексе $>1тп11аАЪацт, применительно к условиям месторождения апатит-нефелиновых руд «Плато Расвумчорр» ОАО «Апатит» в Кировском районе Мурманской области. Построены геометрические и геомеханические модели целиков в трещиноватом горном массиве, где блочность учитывается в явном виде, а для моделирования условий взаимодействия по контакту используется нелинейный критерий прочности Бартона. Рассмотрена последовательность создания численной геомеханической модели горного массива, указаны схемы проведения виртуальных испытаний.
Ключевые слова: целик, несущая способность, численное моделирование, прочность, масштабный эффект, анизотропия.
Тенденция перехода работы рудников на более глубокие горизонты, где происходит ухудшение горно-геологических свойств, влечет за собой увеличение деформаций горного массива вокруг выработок. При изучении массива с позиции геомеханики его следует рассматривать, в первую очередь, как сложную механическую систему, состоящую из пород различного минералогического и литологического состава с существенно отличающимися друг от друга физико-механическими свойствами. Таким образом, исследования состояния горного массива должны предусматривать: уста-
новление принадлежности его к определённому горно-геологическому комплексу пород, детальное изучение механических и физических характеристик отдельных однородных блоков горных пород, характеристик участков, сложенных существенно отличающимися по составу и свойствам горными породами, характеристик структурной нарушенности массива[1].
Особенностью целиков в трещиноватом горном массиве является их сложное поведение вследствие того, что скальный массив является геологическим образованием, представляющим собой совокупность блоков одной или нескольких типов горных пород, разделяемой трещинами различного характера [2]. Таким образом, прочностные и деформационные свойства целика определяются наличием в нем дефектов и нарушений, а также их характеристиками [3]. Такое строение целика формирует его важную для решения инженерных задач особенность - физико-механические свойства целика или трещиноватого скального массива имеют значительную разницу в зависимости от выделяемой геометрической формы исследуемого образца. Физико-механические характеристики, полученные в лабораторных условиях, не соответствуют аналогичным показателям в горном массиве.
Неоднородность трещиноватого горного массива оказывает значительное влияние на его поведение, что обусловлено рядом причин: неоднородностью состава и физического состояния, вызываемых литологиче-ской изменчивостью пород в массиве; характером напластования; складчатостью; трещиноватостью, включая отдельные крупные нарушения и зоны дробления. Влияют также процессы выветривания, гидрогеологический режим, неоднородность напряженного состояния массива, связанная с действием природных и техногенных факторов, масштабной неоднородностью, обусловленной качественными и количественными различиями свойств горных пород [4].
Таким образом, описание процесса деформирования трещиноватого горного массива становится сложной и трудоемкой задачей. Она усложняется еще и тем, что использование методов исследований, основанных на теории сплошной среды, не представляется возможным. Методы вычисления механических характеристик трещиноватого горного массива дифференцируются на прямые и косвенные [5]. Прямые методы включают лабораторные и натурные эксперименты [6]. Полученные результаты испытаний в лабораторных условиях для ограниченных габаритов образцов не отображают реальных свойств горного массива, чьи размеры значительно превышают лабораторные образцы. С другой стороны, возможно проведение испытания над образцами массива больших размеров, чем в лабораторных условиях. Стоит отметить, что этот процесс требует больших затрат, имеет высокую стоимость и является технически сложным в реализации, так как существует предел возможностей выбора габарита массива для испытания. Еще одним важным недостатком такого подхода является
невидимость начальных трещин и неопределенность граничных условий, что исключает возможность определения требуемых зависимостей. Косвенные методы разделяются на аналитические [7], эмпирические [8] и численные [9], из которых каждый имеет свои преимущества и недостатки.
Эмпирический подход позволяет производить только ограниченную консервативную оценку на основе предыдущего опыта строительства и к тому же он не имеет математической основы, но сегодня он нашёл широкое применение, так как позволяет получать количественные показатели прочностных и деформационных свойств массива на основе качественных характеристик. Хотя такой метод применяется в мировой практике, но при его использовании невозможно представить анизотропию свойств в тензорной форме.
Аналитические методы анализа снижают неопределенность при оценке свойств трещиноватого горного массива и позволяют отображать анизотропию свойств относительно эмпирических методов. Но главным недостатком применения аналитических методов является невозможность учета геометрически сложных систем трещиноватости, что характерно для реального трещиноватого горного массива.
Основной целью применения численных способов моделирования при использовании механики дискретных сред является учет максимально большого количества особенностей трещиноватого горного массива при моделировании для получения наиболее адекватных результатов. Использование этого подхода позволяет определять прочностные и деформационные показатели трещиноватого горного массива и их масштабный эффект. Но при всех преимуществах и возможностях численного метода, аналогично с другими подходами он имеет неопределенности, так как в реальных условиях трещиноватый горный массив является неоднородной анизотропной средой.
По указанным причинам трещиноватый горный массив нецелесообразно рассматривать как сплошную и однородную среду при решении задач геомеханики. При решении задачи в рамках механики сплошной среды методические основы задачи меняются, его использование возможно для относительно однородных целиков [10 - 13]. С практической точки зрения очень важно иметь представление о реальном распределении компонент тензоров напряжений и деформаций, а также вектора в горном массиве при наличии целиков или других горных выработок. Многие инженерные методы расчета в силу принимаемых гипотез и допущений не дают обоснованных ответов на указанные вопросы, выдвигаемые геомеханикой, но использование численной математической модели позволяет решить данную задачу. На основе вышесказанного следует заключить, что решение геомеханических задач в трещиноватом скальном массиве требует особого подхода при проектировании. Особое внимание следует уделять построению
геомеханической модели трещиноватого скального массива, выбору граничных условий и метода расчета.
Для решения поставленной задачи использовалось математическое моделирование с помощью метода конечных элементов, выполненного в программном комплексе SimuliaAbaqus. Для моделирования поведений горной породы используется упругопластическая модель Кулона - Мора. Выбор математической модели для исследования поведения трещиноватого горного массива обоснован высокой точностью описания поведения скальной породы и своей распространённостью среди феноменологических теорий прочности скальных пород. При решении задачи исходим из того, что блочный горный массив разрушается вследствие наличия в нем трещин, вдоль которых и происходят основные сдвиговые деформации. Для описания механического поведения по контакту взаимодействия блоков горной породы использовался нелинейный критерий прочности Барто-на.
Сложность геологического строения трещиноватого скального массива вынуждает рассматривать не сам массив, а его идеализированное отображение, чем является геомеханическая численная математическая модель. Для построения такой модели схематизируется строение массива, состав, физико-механические-характеристики, условия взаимодействия блоков горной породы.
Построение численной модели масштабно-неоднородного массива велось в следующей последовательности.
1. Выделена и проанализирована по инженерно-геологическим данным структура трещиноватости, отражающая особенности геометрического строения горного массива и определяющая форму блоков.
2. Выбраны геометрические формы целиков для моделей и граничные условия задачи.
3. Создана на основе предыдущей информации геомеханическая модель, содержащая информацию о механических и фильтрационных свойствах пород.
4. Построены блочные геометрические модели целиков.
5. Выполнены расчеты и проведена количественная оценка результатов.
При этом анализ геометрических параметров рассматриваемого объекта приводит к тому, что граничные поверхности последнего представляют собой многосвязные области, учет которых приводит к существенному усложнению процедуры нахождения решения задачи.
Критерий разрушения трещиноватого горного массива является важнейшим элементом построения модели целика при разработке месторождения полезного ископаемого. Нужно отметить, что применяемая упругопластическая модель Кулона - Мора не учитывает снижение несущей способности, которое происходит при испытании образца скальной
горной породы. Считается, что блоки горной породы, образующие целик, не достигают предельного состояния при его нагружении, а разрушение целика происходит в результате сдвига по образующимся поверхностям ослабления.
С целью проведения численных экспериментов выбран имеющий блочное строение Хибинский массив, из которого выделялись целики различного геометрического строения. Напряженное состояние массива пород на месторождении образуется в результате действия двух силовых полей: гравитационного и тектонического. Гравитационная составляющая напряжений возникает в результате действия веса столба вышележащих пород. Тектоническое поле напряжений создается неравномерным распределением скоростей тектонических движений и деформаций земной коры в пространстве. В большинстве случаев для условий отработки месторождения Плато Расвумчорр тектонические напряжения значительно превышают напряжения от веса вышележащих пород. По результатам детального изучения месторождения Плато Расвумчорр, с помощью стереографических поверхностей и картирования трещиноватости среднего горизонта месторождения, выделена основная система трещиноватости, простирающаяся в субширотном направлении (угол падения 0...15°), сеть трещин является полигональной, системной и непрерывной. Частота трещин в системе, как правило, составляет 1...3 шт./м. Трещины ровные, плавно искривленные, иногда притерты.
Построенная геомеханическая модель использовалась для выбора и составления расчетной схемы - модели, для которой заданы начальные и граничные условия, выбран размер исследуемой зоны, определен метод, использующийся для анализа происходящих в массиве механических процессов.
Для изучения анизотропии механических характеристик целиков в блочном горном массиве были построены модели с шириной 4 м и высотой 8 м. Вращение угла наклона трещиноватости производилось с шагом 15 °. Для изучения влияния ширины целика на его несущую способность при постоянной высоте (4 м) были построены модели с варьированием изменяемого параметра от 3 до 7 м с шагом 1 м. Для изучения влияния высоты целика на его несущую способность при постоянной ширине (4 м) были построены модели с варьированием высоты от 3 до 10 метров с шагом 1 м. Для изучения масштабного эффекта механических характеристик исследуемого объекта были построены модели со следующими размерами: 0,5*1 , 1*2, 1,5*3, 2*4, 2,5*5, 3*6, 4*8 м. Типовая расчетная схема (схема заданных деформаций), использованная в работе, указана на рис. 1, где на рис. 1, а указана модель блочного массива с хаотичной трещиноватостью, а на рис. 1, б - со структурированной, при этом в обеих моделях размеры блоков сопоставимы по размеру друг с другом.
Нижняя часть модели закреплена в неподвижном состоянии, к модели массива с помощью абсолютно жесткой пластины, находящейся сверху, передаются напряжения за счет ее перемещения вниз. Таким образом, целик, находящийся между жесткими пластиками, подвергается нагрузке с последующей деформацией и перераспределением напряжений.
ШП Ш 1 I пшм
Рис. 1. Принципиальная расчетная схема численного эксперимента на одноосное сжатие целика в трещиноватом
горном массиве, имеющем блочное строение(а- система трещиноватости хаотичная; Ь - система трещиноватости
структурированная)
В рамках работы по изучению физико-механических свойств ненарушенной горной породы в лабораторных условиях экспериментальным путем получена следующая информация о физико-механических характеристиках: р=2760 кг/м3, модуль упругости, Е=5 ■ 104 МПа, коэффициент Пуассона у=0,255, угол внутреннего трения ф=27°, сцепление с=30 МПа.
Для того чтобы оценить влияние трещин на поведение скального массива, необходимо знание их механических характеристик. Экспериментальным путем получены следующие величины показателей при взаимодействии блоков горной породы по контакту: остаточный угол внутреннего трения составляет 27 градусов, сцепление 795 Па, прочность на сжатие материала стенки трещины 20 МПа, коэффициент шероховатости поверхности взаимодействия блоков равен 18. Исследования показали, что при соприкосновении двух шероховатых поверхностей, площадь действительных контактов равна практически нулю, а контактные напряжения возникают только в соприкасающихся местах. При увеличении нормальной нагрузки площадь касания возрастает вследствие упругого деформирования неровностей шероховатости, а затем их разрушения. Использование критерия прочности по контакту поверхностей блоков горной породы при моделировании в программном комплексе Abaqus позволяет получить вы-
сокую сходимость с экспериментальными данными, погрешность при этом составляет не более 2 % [2].
Некоторые образцы целика при деформировании проявляют нелинейные свойства, но преимущественно накопление напряжения в целике происходит по линейной зависимости при относительно небольших деформациях (рис. 2). По мере нагружения целика в нем накапливаются напряжения в зонах, где в дальнейшем возникнет главная площадка разрушения. Постепенно, по мере развития, в процесс деформирования включаются новые микроплощадки. Включение новых плоскостей и деформационное упрочнение продолжаются вплоть до разрушения целика. На рис. 2 (I) приведены графики деформирования, полученные после проведения численного эксперимента, блочного массива с углом наклона системы трещиноватости к горизонтальной плоскость 90 °для двух рассматриваемых систем трещиноватости, на рис. 2, (II) - аналогичные зависимости для угла наклона системы трещиноватости 75 Численный эксперимент проводился во всех рассматриваемых случаях в одинаковых граничных условиях за исключением геометрии трещиноватости, из чего можно сделать вывод о значительном влиянии последнего на механических характеристики целика, так как выявлена высокая количественная разница между показателями несущей способности целика в зависимости от слагающей его блочной среды.
Рис. 2. Диаграммы зависимостей напряжений от деформаций: I - угол наклона 90 II - угол наклона 75 °)
Разрушение целика происходит в результате сдвига по образовавшимся внутри целика поверхностям ослабления. До момента сдвига происходит накопление напряжений преимущественно по линейной зависимости, а деформирование трещин при их взаимном сдвиге во всех случаях характеризуется существенной нелинейностью. В процессе сдвига блоков
горной породы относительно друг друга в целике наблюдается эффект ди-латансии. Микроплощадки сдвига являются местами концентрации напряжений, величина которых не достигает предельных значений прочности на сжатие горной породы, но является достаточной, чтобы произошел сдвиг блоков. Важно, что численные эксперименты проводились с отсутствующим боковым давлением, которое приводило бы к более высокому сопротивлению сдвигу.
Установленные факты увеличения объема, отклонения плоскости среза от площадок действия максимальных касательных напряжений можно объяснить с помощью модельных представлений о статически распределенных в целике дефектах, являющихся причиной возникновения площадок сдвига.
Высокую практическую значимость имеет понимание анизотропии свойств блочного горного массива. Важность анизотропии объясняют графики, приведенные на рис. 3.
Рис. 3. Анизотропия прочности на сжатие целика в трещиноватом
горном массиве
Изменение угла наклона основной системы трещиноватости приводит к изменению механических характеристик целика (прочность при одноосном сжатии, модуль деформации). Переход от инженерно-геологической модели к геомеханической осуществлялся с помощью вспомогательных моделей, отображающих физико-механические свойства структурных элементов. Нужно отметить, что вспомогательные модели использовались равнозначно в рамках всей описываемой работы. То есть переменным параметром при исследовании анизотропии механических
свойств целика была только геометрия трещиноватости (угол наклона к горизонтальной плоскости). В результате нагружения моделей в них возникали различные поля напряжений и главные площадки сдвига, распределение которых прямо зависело от геометрии трещиноватости.
Логично будет утверждение, что при постоянной ширине, по мере увеличения высоты целика, будет происходить снижение несущей способности целика, но характер изменений непостоянный, что было получено в процессе численных экспериментов -имеет место резкое снижение прочности на одноосное сжатие при увеличении высоты от 3 до 4 м, а на участке от 5 до 10 м (рис. 4, зависимость (1)) происходит постепенное снижение. Такое описание относительно, потому что несущая способность целика при изменении высоты с 3 до 6 м падает в 6 раз, а при изменении с 6 до 10 м - в 1,68 раз. Зная, что минимальная прочность руд на сжатие составляет порядка 70 МПа, снижение прочности в массиве происходит практически в 10 раз при ширине целика 4 м и высоте 5 м. С практической точки зрения при проектировании разработки месторождения полезного ископаемого очень важно понимать характер изменения кривой зависимости несущей способности от габаритов целика.
. 45
23456789 10 11 Геометрический размер стороны целика, м
Рис. 4. Диаграмма зависимости прочности на одноосное сжатие целика в блочном горном массиве (трещиноватость Ь) при изменении геометрического размера одной из сторон
Также происходит изменение несущей способности целика при постоянной высоте и переменной ширине (рис. 4, зависимость (2)), но характер кривой отличается от предыдущего графика. Если в предыдущем случае наблюдались резкие изменения, то здесь они носят практически линейный характер. Объясняется эта разница изменением геометрии трещи-новатости, так как во втором случае при увеличении ширины образование
площадки сдвига в целике значительно осложняется, что подтверждается количественным сравнением показателей несущей способности целиков на рис. 4.
Отдельного рассмотрения требует изменения модуля деформации целиков в трещиноватом горном массиве, так как характер изменения отличатся от прочности при одноосном сжатии. Объясняется это прежде всего различной способностью целиков накапливать напряжения без значительных деформаций - в разных случаях для возникновения поверхности сдвига требуются различные напряжения, так как изменяются протяженность основной системы трещиноватости. Изменения модуля деформации происходят в промежутке по мере увеличения ширины целика (рис. 5, зависимость (1)) или высоты целика (рис. 5, зависимость (2)). В первом случае от 2,2 до 8 ГПа, во втором - от 1,58 до 12,59 ГПа. Таким образом, при большем показателе прочности на сжатие у целика в трещиноватом горном массиве может быть меньший модуль деформации, как, например, для случая с целиком высотой 5 и 10 м (рис. 4) прочность на одноосное сжатие во втором случае меньше практически в два раза, а модуль деформации больше в 4 раза.
размер стороны целика, м
Рис. 5. Диаграмма зависимости модуля деформации при одноосном сжатии целика в блочном горном массиве при изменении одной из сторон целика
По мере увеличения объема рассматриваемого целика происходит появлению в модели большего количество трещин, то есть изменяется структура массива. Количественно это выражается изменением отношения стороны целика к средней величине слагающего его блока. Увеличение
объема приводит к изменению его механических характеристик. Экспериментально установлено, что геометрически подобные области одного и того же трещиноватого массива, исследуемые в одних и тех же условиях, демонстрируют различные механические свойства, являющиеся функцией размеров области [14]. Влияние трещиноватости на механические свойства целика хорошо иллюстрируются результатами численных экспериментов на одноосное сжатие (рис. 6). В рассматриваемой области можно выделить участок, дальнейшее уменьшение размеров которого, не будет приводить к изменениям его механических свойств. Для проведенных экспериментов с выбранными граничными условиями и трещиноватостью, соотношением сторон целика 1:2, таким является участок массива с шириной 2 м и высотой 4 м. При дальнейшем увеличении размеров модели, происходит выпо-лаживание кривой зависимости прочности на сжатие от габарита (рис. 6).
Трещиноватость, блочность и другие структурно -механические особенности приводят к появлению неоднородности и анизотропии механических характеристик горного массив. В горном массиве наблюдается иерархия структурных неоднородностей, где размеры элементарных объемов растут с увеличением размеров структурных неоднородностей и механические характеристики изменяются при переходе на более высокий масштабный уровень за счет включения новых нарушений.
100
ей 95
И
Я 90
и (1)
я
н 85
о
о
я ю 80
о
о
о с 75
о
§ 70
о и 65
к
60
0,5 1,5 2,5 3,5
Размер ширины целика, м
Рис. 6. Масштабный эффект несущей способности целика в блочном горном массиве (трещиноватость Ь)
Изучение поведения горного массива и целиков обычно сводится к построению диаграмм деформирования о-е, на основе которых получают данные обо всех интересующих инженера характеристиках массива, однако сам график не позволяет достаточно адекватно оценить такие парамет-
ры разрушения, как степень и характер развития трещиноватости, а так же установить связь между особенностями развития трещин и характерными точками диаграммы о-е(предел упругости, предел прочности и т.д.) [15]. Применение же метода конечных элементов в рамках механики дискретного тела для построения численной математической геомеханической модели трещиноватого горного массива или целика позволяет отслеживать характер разрушения и смещения блоков в процессе нагрузки, оценить число и размеры образовавшихся трещин разрыва, а также проследить ход дила-тансионного разупрочнения при неупругом деформировании образцов.
Список литературы
1. Фисенко Г. Н. Предельные состояния горных пород вокруг выработок. М.: Недра, 1976.
2. Protosenya A., Verbilo P. Forecast Jointed Rock Mass Compressive Strength Using a Numerical Model // MATEC Web Conf., 73 (2016); Article number 04006.
3. Characterization of fractured rocks under uniaxial loading states / P.G. Ranjith, M. Fourar, S.F. Pong, W. Chian, A. Haque // International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences. 2004. 41. Р. 43 - 8.
4. Effects of fracture geometry and stress on the strength of a fractured rock mass / A. Khani, A. Baghbanan, S. Norouzi, H. Hashemolhosseini // International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences. 2013. № 60. P. 345 -352.
5. Рац М.В., Чернышев С.Н. Трещиноватость и свойства трещиноватых горных пород. М.: Недра, 1970. 164 с.
6. Jing L., Min K.B., Baghbanan A. Stress and scale-dependency of the hydro- mechanical properties of fractured rock // Rock mechanics new research. 2009. Р. 109 - 165.
7. Halakatevakis N, Sofianos A. Strength of a blocky rock mass based on an extended plane of weakness theory // Int J Rock Mech Min. Sci. 2010. 47(4). Р. 568-582.
8. Hoek E., Brown E.T. Practical estimates of rock mass strength International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences.1997. 34(8). Р. 1165 -1186.
9. Numerical determination of strength and deformability of fractured rock mass by FEM modeling / Yang Jian Ping, Chen Wei Zhong, Yang Dian Sen, Yuan Jing Qiang // Computers and Geotechnics. 2015. 64 Р. 20 - 31.
10. Protosenya A.G., TrushkoV.L. Geomechanical Estimation of Unique Deposits of Soft Iron Ores Under High Pressure Aquifers //BBRA - Biosciences,
Biotechnology Research Asia. 2015.Vol. 12(3). December 2015. P. 2889 -2899.
11. Протосеня А.Г., Куранов А.Б. Методика прогнозирования напряженно-деформированного состояния горного массива при комбинированной разработке Коашвинского месторождения // Горный журнал. 2015. №1. С. 17 - 20.
12. Protosenya A.G., ShokovA.N. 3D modeling of pillar parameters in ore mining with room-and-pillar method //GornyiZhurnal, Issue 11. 1 January 2015. P. 20-23.
13. Protosenya A.G., TrushkoV.L. Geomechanical Models and Prognosis of Stress-strain Behavior of Rock Ore in Development of Unique Deposits of Rich Iron Ores Under Water-bearing Formations // BBRA - Biosciences, Biotechnology Research Asia December 2015. Vol. 12(3). P. 2879 - 2888.
14. Khani A., Baghbanan A., Hashemolhosseini H. Numerical investigation of the effect of fracture intensity on deformability and REV of fractured rock masses // International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences. 2013. Vol. 63. P. 104 - 112.
15. Ставрогин А.Н., Протосеня Механика деформирования и разрушения горных пород. М.: Недра, 1992. 224 c.
Вербило Павел Эдуардович, асп., pashaverhiloamail. ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет,
Трушко Ольга Владимировна, Россия, канд. техн. наук, доц., [email protected], Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет
ASSESSMENT OF THE HARD ROCK PILLARS BEARING CAPACITY
IN BLOCK ROCK MASS
P.E. Verhilo, O.V. Trushko
There is in the paper method of uniaxial compression strength of jointed rock mass for deposits conditions of apatite-nepheline ore in "Rasvumchorr Plateau" OJSC "Apatit" is proposed with the use of numerical modeling hy finite element method in SimuliaAhaqus. Geometric and geomechanical models of pillars in jointed rock mass are constructed, where hlockiness is taken into account explicitly, and the Barton's nonlinear strength criterion is used to simulate the interaction conditions on the contact hetween rock hlocks. The sequence of numerical geomechanical model creation of jointed rock mass is considered, schemes of carrying out of virtual experiments are pointed out.
Key words: pillar, hearing capacity, numerical modelling, strength, scale effect, ani-
sotropy.
Verhilo Pavel Eduardovich, postgraduate, pashaverhilo amail. ru, Russia, Saint-Petershurg, Saint-Petershurg Mining University,
Trushko Olga Vladimirovna, Candidate if Technical Sciences, Docent, ov_trushko@ mail.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining University
Reference
1. Fisenko G. N. Predel'nye sostoyaniya gornyh porod vokrug vyrabotok. M: Nedra,
1976.
2. Protosenya A., Verbilo P. Forecast Jointed Rock Mass Compressive Strength Using a Numerical Model. MATEC Web Conf., 73 (2016); Article number 04006.
3. RanjithP.G., Fourar M., Pong S.F., Chian W., Haque A. Characterization of fractured rocks under uniaxial loading states. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences 2004; 41:43-8.
4. Khani A., Baghbanan A., Norouzi S., Hashemolhosseini H. Effects of fracture geometry and stress on the strength of a fractured rock mass // International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences. 2013. № 60. P. 345-352.
5. Rac M.V., CHernyshev S.N. Treshchinovatost' i svojstva treshchino-vatyh gornyh porod. M.: Nedra, 1970. 164 s.
6. Jing L., Min K.B., Baghbanan A. Stress and scale-dependency of the hydro- mechanical properties of fractured rock (2009) Rock mechanics new research, pp. 109-165.
7. Halakatevakis N, Sofianos A. Strength of a blocky rock mass based on an extended plane of weakness theory (2010) Int J Rock Mech Min Sci, 47(4), pp. 568-582.
8. Hoek E., Brown E.T. Practical estimates of rock mass strength (1997) International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 34(8), pp. 1165-1186.
9. Yang Jian Ping, Chen Wei Zhong, Yang Dian Sen, Yuan Jing Qiang Numerical determination of strength and deformability of fractured rock mass by FEM modeling (2015) Computers and Geotechnics, 64, pp. 20 31.
10. Protosenya A.G., TrushkoV.L. Geomechanical Estimation of Unique Deposits of Soft Iron Ores Under High Pressure Aquifers //BBRA - Biosciences, Biotechnology Research Asia (India, ISSN 0973-1245). Vol. 12(3). December 2015. P. 2889-2899.
11. Protosenya, A.G., Kuranov, A.B. Metodika prognozirovaniya napryazhenno-deformirovannogo sostoyaniya gornogo massiva pri kombini-rovannoj razrabotke Koash-vinskogo mestorozhdeniya // Gornyj zhurnal, 2015. №1. S. 17-20.
12. Protosenya A.G.,ShokovA.N. 3D modeling of pillar parameters in ore mining with room-and-pillar method //GornyiZhurnal, Volume 2015, Issue 11, 1 January 2015. P. 2023.
13. Protosenya A.G., TrushkoV.L. Geomechanical Models and Prognosis of Stressstrain Behavior of Rock Ore in Development of Unique Deposits of Rich Iron Ores Under Water-bearing Formations // BBRA - Biosciences, Biotechnology Research Asia (India, ISSN 0973-1245). Vol. 12(3). December 2015. P.2879-2888.
14. Khani A., Baghbanan A., Hashemolhosseini H. Numerical investigation of the effect of fracture intensity on deformability and REV of fractured rock masses // International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences. 2013. Volume 63. P. 104-112.
15. Stavrogin A.N., Protosenya Mekhanika deformirovaniya i raz-rusheniya gornyh porod. M.: Nedra, 1992. 224 c.
