CC BY
28
ГИАБ. Горный информационно-аналитический бюллетень / MIAB. Mining Informational and Analytical Bulletin, 2019;(12):55-66
УДК 622.062 DOI: 10.25018/0236-1493-2019-12-0-55-66
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ МЕТОДОВ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ШАХТНЫХ СТВОЛОВ
М.С. Плешко1, Ю.А. Сильченко2, А.Н. Панкратенко1, А.А. Насонов3
1 НИТУ «МИСиС», Москва, Россия, e-mail: [email protected] 2 Главгосэкспертиза России, Москва, Россия 3 Южно-Российский государственный политехнический университет (НПИ), Шахтинский институт (филиал), Шахты, Россия
Аннотация: Характерной особенностью развития отечественной и мировой горнодобывающей промышленности является постоянный рост глубины подземных разработок. Вскрытие таких месторождений осуществляется вертикальными стволами. К одной из самых сложных задач при проектировании шахтных стволов относится определение оптимальных параметров крепи. На практике применяют различные методы расчета, каждый из которых имеет свои плюсы и минусы, а также ряд противоречий. В условиях роста глубин стволов, ухудшения горно-геологических условий их точность и область эффективного применения уменьшаются. В этой связи, а также учитывая, что на больших глубинах неизбежно снижается достоверность исходной горно-геологической информации, перспективным является дальнейшее совершенствование расчетно-экспериментальных методов. При проходке ствола по параллельной технологической схеме они могут быть реализованы на основе комплексной системы мониторинга, включающей подсистемы анализа и прогноза состояния горного массива и напряженно-деформированного состояния крепи ствола. Данные мониторинга на стадии строительства используются для оценки адекватности расчетных моделей ствола и оперативной корректировки проектных решений. В период эксплуатации они позволяют оценить техническое состояние ствола, а при регулярном пополнении и анализе — своевременно выявлять опасные процессы и реализовывать опережающие защитные меры. Ключевые слова: шахтный ствол, крепь, напряжения, деформации, мониторинг
Для цитирования: Плешко М. С., Сильченко Ю. А., Панкратенко А. Н., Насонов А. А. Совершенствование расчетно-экспериментальных методов проектирования шахтных стволов // Горный информационно-аналитический бюллетень. - 2019. - № 12. - С. 55-66. DOI: 10.25018/02361493-2019-12-0-55-66.
Improvement of the analysis and calculation methods of mine shaft design
M.S. Pleshko1, Yu.A. Sil'chenko2, A.N. Pankratenko1, A.A. Nasonov3
1 National University of Science and Technology «MISiS», Moscow, Russia,
e-mail: [email protected] 2 Federal autonomous institution «Main Department of State Expertise» (Glavgosexpertiza of Russia), Moscow, Russia 3 Shakhty Institute (branch) of Platov South-Russian State Polytechnic University (NPI),
Shakhty, Russia
© М.С. Плешко, Ю.А. Сильченко, А.Н. Панкратенко, А.А. Насонов. 2019.
Abstract: A feature of the mining industry expansion in Russia and abroad is the persistent increase in the underground mine depth. Such mineral reserves are accessed by vertical shafts. One of the most difficult problems of mine shaft design is determination of the optimal parameters of lining. The calculation methods currently in application have individual advantages and disadvantages, as well as contradictions. Accuracy of the methods as well as efficient application domains reduces with the increasing depth of shafts and worsening geological conditions. In this connection, with regard to the unavoidable inaccuracy of geological information at great depths, it is promising to improve the analysis and calculation methods. In simultaneous sinking and lining technique, these methods can be implemented in the integrated monitoring system with subsystems for the analysis and prediction of stress-strain behavior of rock mass and lining. At the construction stage, the monitoring data are used to estimate adequacy of shaft design models and for live correction of project solutions. In the period of operation, the monitoring data allow technical evaluation of shaft and, given regular updating and analysis, enable prompt hazard identification and precaution. Key words: mine shaft, stresses, strains, monitoring.
For citation: Pleshko M. S., Sil'chenko Yu. A., Pankratenko A. N., Nasonov A. A. Improvement of the analysis and calculation methods of mine shaft design. MIAB. Mining Inf. Anal. Bull. 2019;(12):55-66. [In Russ]. DOI: 10.25018/0236-1493-2019-12-0-55-66.
Введение
Характерной особенностью развития отечественной и мировой горнодобывающей промышленности является постоянный рост глубины подземных разработок. Многие предприятия Канады, США, ЮАР, Индии, стран Скандинавии достигли и превысили отметку 2000 м, а на крупнейшем руднике ЮАР «Тау-То-на» горно-капитальные работы ведутся на глубине более 4000 м. В России глубина пройденных выработок достигает: в Норильском регионе — 2000 м, на Кольском полуострове — 700—900 м, на Урале — 1200 м, в Якутии, Донбассе — свыше 1000 м [1—4]. Все чаще возникает необходимость реконструкции горных предприятий при переходе с открытого на подземный способ добычи [5].
Вскрытие глубоких месторождений осуществляется вертикальными стволами. Наибольший объем стволов сегодня сооружается в горнорудной промышленности. За последние 10 лет в отрасли пройдено порядка 30 км вертикальных выработок. Полученный опыт их проектирования, строительства и эксплуатации свидетельствует об интенсификации опасных горнотехнических ситуаций, при-
водящих к деформированию и разрушению конструкций стволов, вывалам пород, горным ударам и др. Характер и форма проявлений горного давления на больших глубинах при этом зависит как от природных факторов, так и от технологии проходческих работ. Важнейшими природными факторами являются свойства пород и естественное поле напряжений в массиве, а основными технологическими параметрами — способ, схема проходки и конструкция крепи [4—6].
При проектировании стволов специалисты руководствуются действующими нормативными документами. Многие из них существенно устарели и не позволяют охватить все многообразие условий проходки стволов. Нередко, используя традиционные подходы при обосновании технических и технологических решений, допускаются проектные ошибки, которые влекут за собой трудоемкий процесс пересмотра проектной документации и дополнительные трудности при строительстве и эксплуатации стволов. Это негативно влияет на технико-экономические показатели строительства: средние скорости проходки глубоких стволов редко превышают 30 м/мес., а стоимость
строительства значительно больше, чем подземных сооружений других типов при сопоставимых объемах. В силу этого дальнейшее совершенствование методов проектирования вертикальных стволов является весьма актуальным.
Основная часть
К одной из самых сложных проектных задач можно отнести выбор и определение оптимальных параметров крепи стволов. В настоящее время можно выделить четыре основных группы расчетных методов:
• нормативный по СП 91.13330.2012 (основан на методах строительной механики);
• аналитический метод расчета по схеме «контактного взаимодействия крепи и массива», основанный на методах механики сплошной среды;
• численные методы расчета, прежде всего, метод конечных элементов;
• экспериментально-аналитические методы, предусматривающие использование в расчетах данных мониторинга состояния ствола и массива.
Каждый из этих методов имеет свои плюсы и минусы, а также ряд противоречий. В первую очередь можно остановиться на вопросах, связанных с опреде-
лением нагрузок на крепь ствола. В не-обводненных породах вне зоны влияния горных работ они формируются под влиянием горизонтального поля напряжений в горном массиве.
В соответствии с СП 91.13330.2012 оценка условий строительства стволов и определение нагрузок на крепь производится по критерию устойчивости пород. На рис. 1 в качестве примера приведены усредненные графики зависимостей критерия устойчивости С от прочности вмещающих пород для стволов с расчетной глубиной 500 и 1500 м. С увеличением глубины стволов участки в породах не только малой, но частично средней крепости попадают в разряд неустойчивых. При этом нормативное давление на крепь для пород категории устойчивости IV определяется по методикам специализированных организаций. Расчетная глубина ствола определяется по значению фактической напряженности пород в массиве с учетом коэффициента бокового давления X. Для дифференцированной оценки исходного поля напряжений рекомендуется использовать современные данные геодинамического районирования и лабораторные методы.
Горизонтальные напряжения в массиве зависят от региона строительства
16
IV
III
W=1500 м
II
20 40 60 80 100 я, МПа 120
Рис. 1. Усредненные графики зависимостей критерия устойчивости С от прочности вмещающих пород для стволов с расчетной глубиной 500 и 1500 м
Fig. 1. Averaged plots of stability criterion C and enclosing rock mass strength for shafts with estimated depth of 500 and 1500 m
h, м
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
I/
3.0 14 3.5
500
1000
1500
2000
2500
3000
•a • • • 1 • ▼
■ f * A a / * t о U о
/ 1 t — '1 • • < A ° ■•о. о*"-'
1 / 1 0 J • m T О /
1 • •• • • и
Î* f a * ¥ »
I ■ I 1 ■ w • Австралия
1 * i i ▼ США
i _ 1 f * 1 ▲ Канада
1 t О Скандинавский п-ов
1 t / / • Южная Африка
• ■ • t i О Другие регионы
1 I t f _
r 1 1 w г
Рис. 2. Графики изменения отношения горизонтальных и вертикальных напряжений в массиве от глубины
Fig. 2. Change in the horizontal to vertical stress ratio versus depth in rock mass
3.0
К
2.5
0.5
o.o J--------h, m
200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 Рис. 3. Графики изменения коэффициент. К в породном массиве от глубины: 1 — при максимальных горизонтальных напряжениях; 2 — при минимальных горизонтальных напряжениях Fig. 3. Variation of coefficient K with depth: 1—at maximal horizontal stresses; 2—at minimal horizontal stresses
ствола и могут превышать вертикальные, в частности в тектоническом поле напряжений. Общепризнанными в мировой практике являются данные [7], в обобщенном виде проиллюстрированные на рис. 2. Коэффициент К представляет собой отношение горизонтальных напряжений к вертикальным и на больших глубинах может достигать значений K = = 1-1,5.
Эти значения подтверждаются и исследованиями отечественных ученых. В качестве примера на рис. 3 представлены графики зависимостей величины K от глубины, построенные с учетом данных ИГД СО РАН для Талнахского рудного узла [8].
Представленные на рис. 3 зависимости показывают, что с ростом глубины величин. К снижается, однако количественные значения напряжений на глубинах 1500—2000 м достигают 60— 70 МПа, а максимальные горизонтальные напряжения превышают вертикальные. Требования СП 91.13330.2012 не распространяется на проектирование подземных горных выработок в таких условиях.
Окончательная нагрузка на крепь формируется с учетом влияния технологии проходки ствола, типа и параметров самой крепи и особенностей ее взаимодействия с массивом.
Представляет интерес сравнение параллельной и совмещенной технологии проходки стволов, а также нормативного и аналитического методов расчета.
При определении нагрузок на крепь ствола по СП 91.13330.2012 влияние технологии работ учитывается коэффициентом Д, который при совмещенной схеме увеличивает нагрузку на 2—3 кПа. Это практически не оказывает влияния на принятые расчетом параметры крепи.
В аналитических методах учет технологии работ возможен с помощью корректирующего коэффициента а*. Он
позволяет перейти от плоской задачи механики подземных сооружений к многомерному анализу взаимодействия системы «крепь — массив». На примере параллельной схемы проходки можно выделить три основных стадии упругого деформирования породного массива в призабойной зоне ствола (рис. 4):
• Стадия упругого деформирования пород после их обнажения до возведения временной крепи и вступления ее в работу, характеризуемая величиной горизонтальных перемещений U1 при постепенном уменьшении горизонтальных тангенциальных напряжений ст1.
• Стадия деформирования пород совместно с временной крепью до вступления в работу постоянной крепи (перемещения Ц2, напряжения ст2).
• Стадия деформирования пород после вступления постоянной крепи в работу до наступления статического равнове-
Ui и2 Us и
Рис. 4. График совместного деформирования системы «крепь — породный массив»: 1 — график деформирования породного массива после его обнажения; 2 — график деформирования массива, закрепленного временной крепью; 3 — график деформирования массива совместно с постоянной крепью; 4 — график постоянной крепи
Fig. 4. Superposed lining and rock mass deformation plot: 1—deformation of rock mass after exposure; 2—deformation of rock mass after temporary lining installation; 3—deformation of rock mass jointly with permanent lining; 2—permanent lining
2 0,6
s
-е--е-
x
2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0
Отношение расстояния до забоя к радиусу ствола вчерне L/R
1- - Баудендистел 2 - -Н.С.Булычев 3- - Массив в условиях неупругого
4--Б.З.Амусин 5 - -ИГДУрОРАН деформирования
Рис. 5. Значения коэффициента a*, определенные по различным методикам Fig. 5. Values of coefficient a* by different procedures
сия в системе «крепь — породный массив» (перемещения U3, напряжения а3).
Величины реализованных перемещений U1, Ц2, и Ц3 определяют параметры напряженно-деформированного состояния системы «крепь — породный массив» после наступления упругого статического равновесия в системе. Для определения корректирующего коэффициента а* на практике широко используется выражение Б.З. Амусина, а также другие методики. В виде соответствующих графиков зависимостей полученные с их помощью значения корректирующего коэффициента приведены на рис. 5 [9, 10].
Общим недостатком использования представленных методик является значительное расхождение полученных результатов и невозможность учета конкретных условий проходки ствола.
При применении численных методов могут использоваться аналогичные подходы. Современные программные комп-
лексы также позволяют учесть «историю» проходки ствола.
Общая последовательность моделирования в этом случае имеет вид:
• построение модели и ее разбивка на конечные элементы;
• задание параметров начального напряженного состояния и граничных условий;
• задание характеристик конечных элементов и моделей их деформирования;
• получение равновесного состояния внешних и внутренних сил, действующих в рассматриваемой модели;
• снижение деформационных показателей породного массива на участке проходки ствола до нулевого значения;
• поэтапный ввод в работу конечных элементов крепи ствола;
• определение параметров напряженно-деформированного состояния системы «крепь — массив» в процессе проходки.
Вместе с тем вопросы адекватного задания граничных условий и нагрузок, учета влияния технологии работ в различных горно-геологических условиях при использовании современных программных комплексов то же окончательно не решены. Сравнительные расчеты численными и аналитическими методами в зависимости от типа решаемых задач, могут давать как практически полную сходимость, так и существенное расхождение результатов. В этой связи, а также учитывая, что с увеличением глубины ствола неизбежно снижается точность исходных горно-геологических данных, наиболее перспективным является дальнейшее совершенствование расчетно-экспериментальных методов расчета.
При проходке ствола по параллельной технологической схеме данные методы могут базироваться на применении комплексной системы мониторинга, включающей подсистемы анализа и прогноза:
• состояния горного массива вокруг ствола;
• напряженно-деформированного состояния крепи ствола.
Первая подсистема может быть реализована на базе комплекса МИКОН-ГЕО [11] или аналогичных систем и предназначена для контроля состояния горного массива, определения структуры горного массива, обнаружения зон развития и прогноза геодинамических явлений. Она позволяет решить задачи повышения безопасности строительства и эксплуатации объекта, а также информационной поддержки процесса контроля состояния горного массива в нормальных и аварийных условиях.
Основными функциями подсистемы являются:
• контроль напряженно-деформированного состояния (НДС) горного массива посредством регистрации:
а) сейсмических и акустических сигналов естественного происхождения, ис-
точником которых является собственная сейсмоакустическая активность горного массива;
б) сейсмических и акустических сигналов искусственного происхождения, источником которых является сейсмо-акустическая активность горного массива, обусловленная специальными тестовыми воздействиями на горный массив или работой оборудования;
• передача данных контроля НДС горного массива на наземный компьютерный комплекс через систему передачи информации;
• прием,хранение, обработка данных контроля НДС горного массива на поверхности на автоматизированном рабочем месте (АРМ) в реальном масштабе времени;
• визуализация результатов обработки данных контроля НДС горного массива на поверхности на автоматизированном рабочем месте (АРМ) в реальном масштабе времени в виде:
— структуры горного массива;
— зон развития геодинамических явлений;
— прогноза геодинамических явлений.
В состав подземной части подсистемы входят контроллер синхронизации, сейсмический модули и датчики удара в полевом искробезопасном исполнении, кабели, подземный узел связи и шахтный источник питания. Принципиальная схема компановки подсистемы в шахтном стволе приведена на рис. 6.
Подсистема анализа и прогноза напряженно-деформированного состояния крепи ствола предназначена для изучения особенностей взаимодействия системы «крепь — породный массив» в период строительства и эксплуатации.
Основными функциями подсистемы являются:
• наблюдения за смещениями пород в призабойной зоне ствола до возведения крепи;
• исследование графика роста нагрузок на временную и постоянную крепь и определение фактических условий работы крепи;
• контроль за соответствием фактических нагрузок на крепь и расчетных, определенных проектом;
• определение фактических напряжений в основной крепи ствола на различных стадиях строительства и эксплуатации, оценка запаса несущей способности крепи, визуализация результатов анализа.
При проходке стола на выбранных отметках осуществляется монтаж замерных станций, включающих реперные анкера, скважинные экстензометры, датчики линейных деформаций, клеммную
коробку, коммуникационный шкаф, кабели. Принципиальная схема компановки подсистемы в шахтном стволе приведена на рис. 7.
На период эксплуатации ствола возможна полная автоматизация работы системы мониторинга с выделением полевого уровня, а также уровней передачи, обработки и хранения данных. Для включения датчиков мониторинга крепи в единую систему дополнительно применяется коммуникационный шкаф или программируемый терминал, устанавливаемые на рабочем горизонте.
Данные мониторинга на стадии строительства ствола используются для оценки адекватности расчетных моделей ство-
Рис. 6. Принципиальная схема компоновки подсистемы мониторинга горного массива в стволе Fig. 6. Diagram of subsystem for monitoring of rock mass in shaft
вид сверху
1 -\Г- 1
1 1s
Рис. 7. Принципиальная схема компоновки подсистемы анализа и прогноза напряженно-деформированного состояния крепи ствола: 1 — реперные анкера для контроля смещений стенок ствола; 2 — скважинные экстензометры; 3 — группы датчиков линейных деформаций во временной крепи; 4 — группы датчиков линейных деформаций в постоянной крепи; 5 — клеммная коробка; 6 — кабель к коммуникационному шкафу; 7 — временная крепь; 8 — постоянная крепь Fig. 7. Diagram of subsystem for analysis ad prediction of stress-strain behavior of shaft lining: 1—reference rock bolt for displacement control in shaft walls; 2—borehole extensometers; 3—groups of linear stain sensors for temporary lining; 4— groups of linear stain sensors for permanent lining; 5—terminal block; 6—cable to communication cabinet; 7—temporal lining 8—permanent lining
ла и оперативном корректировки проектных решений в необходимых случаях. К основным управляющим воздействиям, обеспечивающим надежную совместную работу системы «крепь — массив» относятся:
• увеличение отставания возведения постоянной крепи от забоя до 25 м и более, которое может корректироваться в зависимости от проявления горного давления во время проходки. Отставание постоянной крепи позволяет обеспечить контролируемую разгрузку породного массива под защитой временной крепи до момента возведения постоянной крепи;
• закрепление призабойной зоны ствола первичной комбинированной крепью из набрызгбетона, сетки и анкеров с возможностью варьирования длины и плотности установки анкеров в зависимости от фактических горно-геологических условий;
• увеличение класса бетона основной крепи, использование при необходи-
мости сталефибробетона вместо обычного монолитного бетона и др. [12, 13].
Данные мониторинга и построенные модели можно использовать и на стадии эксплуатации ствола для оценки его технического состояния, регулярно пополнять их, комплексно анализировать напряженно-деформированное состояние ствола, своевременно выявлять опасные процессы и реализовывать опережающие меры по усилению крепи. О необходимости такого подхода говорится в частности в ГОСТ 27751-2014 «Надежность строительных конструкций и оснований. Основные положения». Требования к мониторингу подземных горных выработок содержаться и в п. 4.6 и 4.7 СП 91.13330.2012, но полноценного механизма для применения данных мониторинга при корректировки проектной документации в настоящее время не существует.
Заключение
Подводя итог, можно сформулировать следующие направления совершенство-
вания методов проектирования шахтных стволов:
• Совершенствование нормативной базы проектирования с учетом последних достижений геомеханики и строительной геотехнологии.
• Мониторинг, качественное научное сопровождение проектных и проходческих работ.
• Оперативная корректировка проектных и технологических решений при выявлении значительных отклонений ис-
ходных данных и результатов мониторинга в период проходки.
• Использование данных мониторинга и разработанных моделей для оценки технического состояния стволов в период эксплуатации.
Успешная реализация указанных мер возможна при качественном научном сопровождении строительных работ и тесном сотрудничестве ученых, проектировщиков, шахтостроителей и специалистов экспертных организаций [14].
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Масленников С.А. К вопросу о проектировании крепи вертикальных стволов в сложных горногеологических условиях // Горный информационно-аналитический бюллетень. —
2016. — № 6. — С. 50—55.
2. Прокопов А. Ю., Прокопова М. В., Ткачева К. Э. Обоснование параметров блочной крепи зумпфов углубляемых вертикальных стволов // Научное обозрение. — 2014. — № 11—3. — С. 768—772.
3. Каледин О.С. Инновационные технологии строительства сверхглубоких шахтных стволов // Горный журнал. — 2014. — № 4. — С. 77—81.
4. Насонов А.А. Эффективные геотехнологии сооружения сверхглубоких вертикальных стволов // Горный информационно-аналитический бюллетень. — 2018. — № 1. — С. 26—33. DOI: 10.25018/0236-1493-2018-1-0-26-33.
5. Yu Q., Yin K., Ma J., Shimada H. Vertical shaft support improvement studies by strata grouting at aquifer zone // Advances in Civil Engineering. 2018;7:1—10. June 2018. DOI: 10.1155/2018/5365987.
6. Walton G., Kim E., Sinha S., Sturgis G., Berberick D. Investigation of shaft stability and anisotropic deformation in a deep shaft in Idaho, United States // International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2018, 105, pp. 160—171. DOI: 10.1016/j.ijrmms.2018.03.017.
7. Brown E. T., Hoek E. Trends in relationships between measured rock in situ stresses and depth // Int. J. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr. 1978;15:211—215.
8. Фрейдин А. М., Неверов С. А., Неверов А.А., Конурин А. И. К обоснованию выбора и определению параметров геотехнологий добычи руд с учетом вида напряженно-деформированного состояния горных пород // Фундаментальные и прикладные вопросы горных наук. —
2017. — Т. 4. — № 3. — С. 180—185.
9. Сентябов С. В. Формирование напряжений в бетонной крепи вертикальных стволов // Проблемы недропользования. — 2015. — № 1 (4). — С. 71—78.
10. Харисов Т. Ф., Антонов В.А. Обеспечение устойчивости крепи в процессе строительства вертикальных стволов // Проблемы недропользования. — 2014. — № 1 (1). — С. 65—69.
11. Лапин Э. С., Писецкий В. Б., Бабенко А. Г., Патрушев Ю. В. «Микон-Гео» — система оперативного обнаружения и контроля состояния зон развития опасных геогазодинамических явлений при разработке месторождений полезных ископаемых подземным способом // Безопасность труда в промышленности. — 2012. — № 4. — С. 18—22.
12. Zhou Y.-C., Liu J.-H., Huang S., Yang H.-T., Ji H.-G. Performance change of shaft lining concrete under simulated coastal ultra-deep mine environments // Construction and Building Materials. 2019, 230, Article 116909. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2019.1169090, 950-0618.
13. Li X., Xue W., Fu C., Yao Z., Liu X. Mechanical properties of high-performance steel-fibre-reinforced concrete and its application in underground mine engineering // Materials. 2019;12(15):2470. DOI: 10.3390/ma12152470.
14. Golik V. I., Hasheva Z. M., Galachieva S. V. Diversification of the economic foundations of depressive mining region // The Social Sciences (Pakistan). 2015;10(6):746—749. ii^
REFERENCES
1. Maslennikov S. A. Lining design for vertical shafts in difficult geological conditions. Gornyy informatsionno-analiticheskiy byulleten'. 2016, no 6, pp. 50—55. [In Russ].
2. Prokopov A. Yu., Prokopova M. V., Tkacheva K. E. Justification of block support parameters for sumps in super-deep mine shafts. Nauchnoe obozrenie. 2014, no 11—3, pp. 768—772. [In Russ].
3. Kaledin O. S. Innovative construction technologies for super-deep mine shafts. Gornyy zhur-nal. 2014, no 4, pp. 77—81. [In Russ].
4. NasonovА. А. Efficient geotechnologies for construction of super-deep vertical shaft. Gornyy informatsionno-analiticheskiy byulleten'. 2018, no 1, pp. 26—33. [In Russ]. DOI: 10.25018/02361493-2018-1-0-26-33.
5. Yu Q., Yin K., Ma J., Shimada H. Vertical shaft support improvement studies by strata grouting at aquifer zone. Advances in Civil Engineering. 2018;7:1—10. June 2018. DOI: 10.1155/2018/5365987.
6. Walton G., Kim E., Sinha S., Sturgis G., Berberick D. Investigation of shaft stability and anisotropic deformation in a deep shaft in Idaho, United States. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2018, 105, pp. 160—171. DOI: 10.1016/j.ijrmms.2018.03.017.
7. Brown E. T., Hoek E. Trends in relationships between measured rock in situ stresses and depth. Int. J. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr. 1978;15:211—215.
8. Freydin A. M., Neverov S. A., Neverov A. A., Konurin A. I. Justification of choice and determination of geotechnology parameters with regard to stress-strain behavior of rock mass. Fundamental'nye i prikladnye voprosy gornykh nauk. 2017. Vol. 4, no 3, pp. 180—185. [In Russ].
9. Sentyabov S. V. Formation of stresses in concrete lining of vertical shafts. Problemy nedropol'zovaniya. 2015, no 1 (4), pp. 71—78. [In Russ].
10. Kharisov T. F., Antonov V. A. Stability of lining during construction of vertical shafts. Problemy nedropol'zovaniya. 2014, no 1 (1), pp. 65—69. [In Russ].
11. Lapin E. S., Pisetskiy V. B., Babenko A. G., Patrushev Yu. V. Mikon-GEO system for operational detection and control of geo-gas-dynamically hazardous zones in underground mineral mining. Bezopasnost' truda vpromyshlennosti. 2012, no 4, pp. 18—22. [In Russ].
12. Zhou Y.-C., Liu J.-H., Huang S., Yang H.-T., Ji H.-G. Performance change of shaft lining concrete under simulated coastal ultra-deep mine environments. Construction and Building Materials. 2019, 230, Article 116909. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2019.1169090, 950-0618.
13. Li X., Xue W., Fu C., Yao Z., Liu X. Mechanical properties of high-performance steel-fibre-reinforced concrete and its application in underground mine engineering. Materials. 2019;12(15):2470. DOI: 10.3390/ma12152470.
14. Golik V. I., Hasheva Z. M., Galachieva S. V. Diversification of the economic foundations of depressive mining region. The Social Sciences (Pakistan). 2015;10(6):746—749.
ИНФОРМАЦИЯ ОБ АВТОРАХ
Плешко Михаил Степанович1 — д-р техн. наук, доцент, e-mail: [email protected], Сильченко Юрий Александрович — канд. техн. наук, заместитель начальника Отдела экспертизы промышленной, ядерной и радиационной безопасности, Главгосэкспертиза России, e-mail: [email protected], Панкратенко Александр Никитович1 — д-р техн. наук, профессор, зав. кафедрой, e-mail: [email protected],
Насонов Андрей Андреевич — канд. техн. наук, и.о. зав. кафедрой, Южно-Российский государственный политехнический университет (НПИ), Шахтинский институт (филиал), 1 НИТУ «МИСиС».
Для контактов: Плешко М.С., e-mail: [email protected].
INFORMATION ABOUT THE AUTHORS
M.S. Pleshko1, Dr. Sci. (Eng.), Assistant Professor, e-mail: [email protected],
Yu.A. Sil'chenko, Cand. Sci. (Eng.), Deputy Head of Industrial,
Nuclear and Radiation Safety Expertise Department,
Federal autonomous institution «Main Department of State Expertise»
(Glavgosexpertiza of Russia), Moscow, Russia, e-mail: [email protected],
A.N. Pankratenko1, Dr. Sci. (Eng.), Professor, Head of Chair, e-mail: [email protected],
A.A. Nasonov, Cand. Sci. (Eng.), Deputy Head of Chair, Shakhty Institute (branch)
of Platov South-Russian State Polytechnic University (NPI), 346500, Shakhty, Russia,
1 National University of Science and Technology «MISiS», 119049, Moscow, Russia.
Corresponding author: M.S. Pleshko, e-mail: [email protected].
_
ОТДЕЛЬНЫЕ СТАТЬИ ГОРНОГО ИНФОРМАЦИОННО-АНАЛИТИЧЕСКОГО БЮЛЛЕТЕНЯ
(СПЕЦИАЛЬНЫЙ ВЫПУСК)
ФОРМИРОВАНИЕ ТЕХНОГЕННЫХ МЕСТОРОЖДЕНИЙ МИНЕРАЛЬНОГО СЫРЬЯ
(2019, СВ 31, 16 с.)
Аргимбаев Каербек Рафкатович1 — канд. техн. наук, доцент, e-mail: [email protected], Лигоцкий Дмитрий Николаевич1 — канд. техн. наук, доцент, e-mail: [email protected], Логинов Егор Вячеславович1 — канд. техн. наук, ассистент кафедры, e-mail: [email protected], Миронова Кристина Владимировна1 — студент, e-mail: [email protected], 1 Санкт-Петербургский горный университет.
Спрос на минеральные ресурсы в мире растет, увеличиваются объемы производства, что приводит к истощению запасов полезных ископаемых и негативному воздействию на окружающую среду за счет скопления больших объемов промышленных отходов в хвостохранилищах. В отходах обогатительных фабриках имеется множество полезных компонентов, пригодных для вовлечения в разработку. За последние 20—30 лет технология обогащения минерального сырья усовершенствовалась и требования к кондициям снизились, поэтому предлагается вовлекать в разработку хвостохранилища, основываясь на изменении цен на минеральные ресурсы. Рассмотрен вопрос управления сегрегационным процессом при формировании техногенного месторождения для дальнейшего вовлечения его в разработку. Представлены результаты компьютерного моделирования и натурных испытаний, выявлены зависимости распределения осевых и окружных составляющих скоростей потока в сечении трубопровода, определена локальная усредненная осевая скорость в придонной области навинченного потока.
FORMATION OF TECHNOGENIC MINERAL DEPOSITS
K.R. Argimbaev1, Cand. Sci. (Eng.), Assistant Professor, e-mail: [email protected],
D.N. Ligotsky1, Cand. Sci. (Eng.), Assistant Professor, e-mail: [email protected],
E.V. Loginov1, Cand. Sci. (Eng.), Assistant of Chair , e-mail: [email protected], K.V. Mironova1, Student, e-mail: [email protected],
1 Saint-Petersburg Mining University, 199106, Saint-Petersburg, Russia.
The demand for mineral resources in the world is constantly growing, production volumes are increasing, which leads to the depletion of mineral reserves and negative impact on the environment due to the accumulation of large volumes of industrial waste in tailing dumps. There are many useful components in the waste of concentrators that are suitable for involvement in the development. Over the past 20—30 years, the technology of mineral enrichment has improved and the requirements for the conditions have decreased, so it is proposed to involve the tailings dam in the development, based on changes in prices for mineral resources. This issue deals with the issue of segregation process management in the formation of man-made deposits for further involvement in the development. The results of computer modeling and field tests are presented, the dependences of the distribution of axial and circumferential components of the flow velocities in the pipeline section are revealed, and the local averaged axial velocity in the bottom region of the screwed flow is determined.
