CC BY
69
ВЕСТНИК ПЕРМСКОГО УНИВЕРСИТЕТА
2012 Геология Вып. 1(14)
УДК 622.2+622.414.2+622.831
Технология отработки пластовых месторождений столбовыми системами разработки с косыми длинными очистными забоями в условиях Старобинского месторождения калийных солей
Н.И. Алыменкоа, А.И. Петровъ
Торный институт УрО РАН, 614007, Пермь, ул. Сибирская, 78а.
E-mail: nik.alymenko@yandex.ru
ьПермский государственный национальный исследовательский университет, 614990, Пермь, ул. Букирева, 15. E-mail: igeon@psu.ru
(Статья поступила в редакцию 28 мая 2011 г.)
Предложен способ снижения величины напряжений, создаваемых опорным горным давлением в угловой части массива. Представлена методика расчета распределения опорного горного давления в угловой части пласта на основе математической модели. В соответствии с этой методикой доказано, что увеличение значения угла, характеризующего угловую часть массива вынимаемого пласта, приводит к существенному снижению уровня напряжений. Изложена методика физического моделирования угловой части массива пласта на эквивалентных материалах, направленная на установление зависимости устойчивости краевой части массива от его формы. Доказано, что устойчивость краевой части горного массива угловой части пласта напрямую зависит от ее конфигурации. В соответствии со всем этим обоснована целесообразность применения технологии отработки пластовых месторождений косыми длинными очистными забоями на шахтах и рудниках, использующих столбовую систему разработки.
Ключевые слова: длинный очистной забой, система разработки, Старобинское месторождение.
В соответствии с планами развития Для решения данной задачи был разрабо-рудников РУП ПО «Беларуськалий» акту- тан ряд технологических схем, предпола-альной является задача существенного со- гающих бесцеликовую выемку полезного кращения потерь полезного ископаемого в ископаемого.
охранных межстолбовых целиках. Основ- Особенности выемки полезного иско-
ными направлениями совершенствования паемого без оставления межстолбовых це-технологических схем отработки калий- ликов при столбовой системе разработки ных пластов на рудниках являются: уве- могут быть рассмотрены на примере лавы личение ширины выемочных столбов № 80, расположенной на 20-й юго-запад-(длины лавы) до 250 - 300 м; сокращение ной панели гор. -430 м на 1 руднике РУП количества вспомогательных выработок и ПО «Беларуськалий». технологических сбоек; уменьшение раз- Основной отличительной особенно-
меров межстолбовых целиков или их пол- стью примененной на столбе лавы № 80 ное отсутствие за счет проведения подго- технологии является то, что очистная вы-товительных выработок в «присечку» к работка своей концевой частью примы-выработанному пространству в соответ- кает к выработанному пространству со-ствующих горно-геологических условиях. седнего столба лавы № 45 (рис. 1). В этом
© Алыменко Н.И., Петров А.И., 2012
2______________________________________________________Н.И. Алыменко, А.И. Петров
Рис. 1. Схема выработок столба лавы № 80рудника 1РУ:
1 - транспортный штрек лавы; 2 - конвейерный штрек лавы; 3 - вспомогательный штрек лавы; 4 - закладочный штрек лавы; 5 - вентиляционный штрек лавы; 6 - транспортный штрек лавы № 45; 7 - лава № 80; 8 - направление отработки лавы; 9 - технологическая сбойка
случае межстолбовой целик между указанными столбами отсутствует. При этом производилась селективная выемка слоев и ее реализация становилась возможной лишь при наличии соответствующего бортового штрека, который необходим для выхода и смены положения шнеков. В качестве бортового штрека был использован транспортный штрек ранее отработанной лавы № 45. Для этого он приводился в надлежащее состояние с помощью проходческого комбайна с опережением очистного забоя лавы около 200 м. Данная выработка применялась для сброса на вентиляционный штрек лавы № 80 исходящей струи воздуха из концевой части лавы. Вентиляционный штрек располагался на расстоянии 11 м от пройденного в «присечку» к выработанному пространству бортового штрека.
Как показал опыт работы лавы № 80 на
1 РУ, при применении системы разработки без оставления межстолбовых целиков, через некоторое время после проходки бортового штрека и начала ведения очистных работ возникали негативные явления, связанные с разрушением краевой части массива столба в рассматриваемой
зоне. Происходило образование трещин с последующим разрушением пород кровли и стенки выработок. Разрушения наблюдались в очистном забое, на участке между вентиляционным и бортовым штреками, а также в стенках и кровле бортового штрека. Развитие трещин в концевой части лавы не успевало прогрессировать до критического состояния в силу того, что в забое велись очистные работы, с каждым циклом обновляющие поверхность массива. Однако поверхность бортового штрека, не испытывая аналогичного воздействия, разрушалась, поэтому оценить реальную протяженность его разрушающейся части было затруднительно в силу опасности пребывания в штреке. Приблизительно же ее длина ограничивалась интервалом в несколько десятков метров от очистного забоя.
Изучив характер разрушений и положение интервалов горных выработок, в которых наблюдались процессы трещинооб-разования и разрушения, можно сделать вывод о возникновении и развитии в процессе ведения очистных работ в угловой части столба лавы № 80 зоны повышенной концентрации напряжений в горном
массиве вынимаемого пласта. Данная концентрация напряжений возникает в угловой части неотработанного пространства столба в результате интегрирования нагрузки от подработанного массива позади очистного забоя лавы № 80 и со стороны смежного отработанного ранее столба лавы № 45.
Таким образом, возникает необходимость в разработке простого и надежного способа снижения разрушающего влияния опорного горного давления на краевую часть массива угловой части столба.
Мы предлагаем технологию отработки пластовых месторождений столбовыми системами разработки, применяемыми без оставления межстолбовых целиков, с косыми длинными очистными забоями (косыми лавами). В сочетании с выемкой полезного ископаемого без оставления меж-столбовых целиков данная технология позволяет обеспечить устойчивое состояние подготовительных и очистных выработок, тем самым обезопасив рабочих и исключив возможные поломки оборудования. В случае же оставления охранного межстолбового целика технология позво-
лит уменьшить его ширину, а значит, существенно сократить потери полезного ископаемого.
Технология отработки пластовых месторождений столбовыми системами разработки с косыми длинными очистными забоями (косыми лавами) предполагает сбойку участковых штреков разрезной печью, в которой монтируется очистное оборудование и от которой начнет подви-гание лава под углом к участковым штрекам, отличным от 902э|Положение разрезной печи (далее при начале очистных работ - лавы) относительно участковых штреков будет характеризоваться как минимум одним внутренним, лежащим в плоскости пласта углом а неотработанного пространства вынимаемого столба (рис.
2). На рисунке представлен случай, когда лава разбита на два интервала, расположенные под различным углом к участковым штрекам. Однако в зависимости от горно-геологических и технологических условий, а также от поставленных задач форма и положение очистного забоя могут быть различными.
Рис. 2. Схема выработок столба лавы № 80рудника 1РУ:
1 - транспортный штрек лавы; 2 - конвейерный штрек лавы; 3 - вспомогательный штрек лавы; 4 - закладочный штрек лавы; 5 - вентиляционный штрек лавы; 6 - транспортный штрек лавы № 45; 7 - лава № 80; 8 - направление отработки лавы; 9 - технологическая сбойка
Технология отработки пластовых месторождений столбовыми системами... 5
Очистной комплекс для косых длинных очистных забоев, как и при стандартном расположении лавы [7], включает добычную машину (узкозахватный комбайн, струги), доставочную машину (забойный скребковый конвейер), механизированную крепь, крепь сопряжений очистного забоя со штреками, кабелеукладчик, насосную станцию для питания гидросистемы механизированной крепи и т.д. Отличие заключается лишь в том, что стойки механизированной крепи расположены не перпендикулярно к плоскости забоя, а параллельно направлению движения всего комплекса вдоль участковых подготовительных выработок.
Применение данной технологии целесообразно при последовательной отработке смежных столбов, когда отрабатываемый столб находится между нетронутым массивом неотработанного столба и отработанным пространством смежного столба, где очистные работы завершены или опережают подвигание лавы отрабатываемого столба (рис. 2).
В случае применения технологии отработки пластовых месторождений косыми длинными очистными забоями удается снизить концентрацию опорного горного давления в краевой части массива, расположенной вдоль участкового штрека и концевой части лавы, расположенных со стороны отработанного пространства смежного столба, за счет сокращения площади зависающего подработанного массива. Величина концентрации опорного давления тем меньше, чем больше значение угла а между поверхностью забоя отрабатываемого столба и плоскостью, разграничивающей данные столбы.
Суть технологии отработки пластовых месторождений столбовыми системами разработки с косыми длинными очистными забоями заключается в возможности изменения параметров очистной горной выработки и формы вынимаемого массива пород в соответствии с конкретными горно-геологическими условиями работ.
Основная идея данной технологии состоит в том, что как применяемое горное
оборудование, так и сама система разработки, а также соответствующие ей технологические схемы должны быть максимально приспособлены к условиям, в которых они применяются. Они должны создаваться и действовать с учетом всех основных процессов, протекающих в массиве горных пород. Следовательно, при проектировании шахты или рудника надо не просто выбрать приемлемую систему разработки и оптимальных технологических схем из ряда уже существующих, но и провести их корректировку, а в отдельных случаях разработку новых систем и схем в соответствии с конкретными, характерными для данного месторождения или его части условиями и поставленными задачами. При этом применяемое горное оборудование, система разработки, а также соответствующие ей технологические схемы должны минимизировать уровень и последствия негативного влияния процессов и явлений, имеющих техногенное происхождение, тем самым обеспечив безопасность ведения работ, максимальные технико-экономические показатели и минимальный уровень потерь полезного ископаемого.
Технология обеспечит безопасное и эффективное выполнение очистных и вспомогательных операций в концевой части лавы при столбовой системе разработки без оставления межстолбового целика. Однако требуется доказать ее состоятельность, обосновав предположение о том, что с ростом угла а снизится величина напряжений в области концентрации. Для этого необходимо получить функциональную зависимость значения опорного горного давления в угловой части массива от значения двугранного угла между вертикальными плоскостью забоя отрабатываемого столба и плоскостью, разграничивающей данный столб со смежным уже отработанным столбом.
Для обоснования целесообразности рассматриваемой технологии требовалось доказать, что увеличение угла, характеризующего форму угловой части столба, приведет к существенному снижению
уровня напряжений в пределах зоны концентрации опорного давления.
Обзор существующих методик прогнозирования и расчета величин опорного горного давления привел нас к выводу о том, что существует достаточно большое количество различных теорий, объясняющих основные принципы формирования опорного давления, и в соответствии с каждой из теорий существует собственный способ определения параметров опорного давления. Однако все они далеки от совершенства. Обобщение и анализ существующих методов расчета напряжений в области опорного давления показывают наличие ряда общих недостатков: 1) вместо объемной задачи решается плоская; 2) покрывающая толща, имеющая разнообразное строение и геологические нарушения, заменяется по всей глубине работ, вплоть до земной поверхности, однородной; 3) вместо сложного распределения нагрузки на целик принимается равномерно распределенная нагрузка; 4) не учитывается динамика нагружения целиков [3, 4].
Изучение существующих методик показало, что в большинстве случаев задача определения параметров опорного горного давления сводится к решению плоской задачи в среднем сечении очистного забоя. Также существуют способы расчета давления в целиках. Однако не было обнаружено ни одной методики, позволяющей оценить уровень напряжений и их характер в угловой части массива, тем более учитывающей динамику процессов очистных работ.
Поэтому, чтобы получить функциональную зависимость значения опорного горного давления в угловой части массива от значения двугранного угла между вертикальными плоскостью забоя отрабатываемого столба и плоскостью, разграничивающей данный столб со смежным уже отработанным столбом, первоначально требовалось разработать способ расчета величины опорного давления в угловой части массива.
Для этого необходимо каким-либо образом смоделировать процессы, происходящие там. С этой целью можно использовать различные методы физического и математического моделирования геомехани-ческих процессов.
Математическое моделирование имеет определенные преимущества перед физическим моделированием. Оно обладает наибольшей общностью при описании геомеханических процессов, так как свободно от влияния частных факторов, отражающих специфику горно-технической ситуации и обычно воспроизводимых при физическом моделировании. Математическое моделирование позволяет исследовать геомеханические процессы в более широком диапазоне определяющих факторов, т. е. прогнозировать развитие гео-механических процессов [1, 2].
Для определения величины опорного давления в зоне концентрации рассмотрим наиболее простой для математического моделирования случай - отработку столбов без разделения их межстолбовы-ми целиками на горизонтальном пласте, а также при отсутствии вблизи рассматриваемого участка дополнительных подготовительных горных выработок, способных оказывать влияние на распределение горного давления в интересующей нас угловой части массива.
Вышележащий слой породы можно представить в виде плиты, один край которой опирается на неотработанный массив, образовывая зону опорного давления, а другой постепенно опускается на почву выработанного пространства. Г ораздо удобнее показать формирование зоны концентрации опорного давления, дифференцируя плиту на балки. Каждая из них, будучи по своей длине равномерно нагруженной толщей вышележащих пород, располагающейся перпендикулярно поверхности массива, будет оказывать давление на неотработанный массив, вызывая в нем увеличение напряжений. При этом балка опирается на массив пласта не в одной точке, а на достаточно протяженном расстоянии, называемом шириной зоны опор-
ного давления. Формирующееся в пласте напряженное состояние также можно разделить на части, отнесенные к отдельным областям массива, ограниченным вертикальными плоскостями, разделяющими соседние балки. При этом данная область массива не будет испытывать на себе влияние соседних балок, поскольку ко всем балкам прилагается лишь вертикально направленные силы, приблизительно равные по величине. Такая картина наблюдается вдоль плоской поверхности вынимаемого массива пласта. Но в том случае, если массив ограничен поверхностью, имеющей форму двугранного угла, ситуация несколько меняется. После дифференциации подработанной толщи на балки, располагающиеся перпендикулярно поверхности массива пласта, на определенном его участке будет наблюдаться наложение зон их влияния. В соответствии с этим размеры этого участка определяются шириной зон опорного давления (см. рис. 3). То есть в случае с его угловой частью, массив будет воспринимать нагрузку от подработанных пород с двух сторон, в результате чего возникнет зона наложения областей перераспределенного горного давления и интегрирования напряжений.
'
і 02 і 1 А г £ * \. аі
і Ьі Л
Ьі
Рис. 3. Формирование зоны концентрации опорного горного давления
Однако мы будем рассматривать более обширную часть массива, ограниченную линиями Ь и 3, т.е. все те балки, зоны влияния которых пересекаются друг с другом. Предполагается, что за пределами
линий ^ и 3 интегрирование напряжений отсутствует, и величина опорного горного давления будет иметь обычный характер распределения по массиву.
Зона разгрузки, характеризующаяся шириной а, будет поддерживаться за счет устойчивости массива, т.е. вес породной толщи, располагающейся над этой зоной, будет перераспределяться на массив в качестве опорного горного давления. При этом можно считать, что позади зоны разгрузки увеличение давления по сравнению с литостатическим будет незначительно в силу разуплотненности обрушенных пород кровли. В противном же случае под величиной й будем понимать ширину горного массива, участвующего в формировании пригрузки на пласт в виде опорного горного давления.
Требуется разработать метод, позволяющий выявить распределение опорного давления по угловой части массива пласта. Данный метод должен быть максимально приближен к расчету именно естественного массива пород, а не абстрактной модели. Он должен основываться на данных натурных исследований и иметь возможность быть скорректированным в соответствии с ними. С учетом этого представляется рациональным следующий алгоритм действий:
I этап
1) определяются параметры и распределения функций опорного горного давления для передней и боковой зон опорного давления;
2) полученные расчетные данные корректируются в соответствии с фактическими экспериментальными данными, полученными в результате натурных исследований;
3) по эпюрам горного давления определяются величины пригрузок в передней и боковой зонах опорного давления.
II этап
1) по данным типового геологического разреза и механическим характеристикам пород производится разделение толщи пород на пачки по жесткости слоев;
2) для каждой пачки определяются шаги обрушения;
3) в соответствии с величинами пригру-зок, полученными на I этапе, выявляется часть горного массива, формирующая опорное давление.
III этап
1) определяется часть горного массива, формирующая зону концентрации опорного горного давления в угловой части вынимаемого столба;
2) выявляется связь размеров массива, формирующая опорное давление в угловой части вынимаемого столба, и конфигурации угловой части вынимаемого столба;
3) определяются параметры и распределение функции опорного горного давления в угловой части вынимаемого столба;
4) выявляется связь параметров и распределения функции опорного горного давления и конфигурации угловой части вынимаемого столба.
Расчет опорного давления в передней и боковой зонах в каждый момент времени можно ограничить расчетом плоской модели, выделенной двумя вертикальными плоскостями, перпендикулярными к поверхности забоя. Следовательно, для передней зоны опорного горного давления моделирование фактически будет осуществляться для массива, ограниченного двумя вертикальными плоскостями, перпендикулярными к поверхности забоя, расстояние между которыми составляет 1 м [3].
Условия моделирования должны быть основаны на данных натурных исследований, проведенных в соответствующих горных выработках. При экспериментальном изучении опорного давления, как правило, измеряются не напряжения, а некоторые связанные с ними величины. В частности, к таким величинам относятся положение точки максимума и ширина зоны опорного давления, которые достаточно надежно определяются по деформациям пород в выработках, подверженных влиянию очистного забоя. Основываясь на этих данных, необходимо получить мо-
дель горного массива, создающего при-грузку в зоне опорного давления, а также эпюру распределения вертикальной составляющей напряжений в этой зоне.
Один из возможных подходов к расчету напряжений в подрабатываемой толще пород в условиях Старобинского месторождения экспериментально-аналитическим методом был предложен М.А. Журав-ковым. Данный метод включает разработку эквивалентной модельной геомеха-нической задачи с использованием материалов шахтных наблюдений [6].
На первом этапе аналитических исследований необходимо решить задачу определения всех параметров функции опорного давления на уровне отрабатываемого пласта для одиночной лавы.
Функцию опорного давления требуется определять с учетом универсальных условий [8]. Принимаемые горно-геологические и горно-технические параметры, отражающие упругие, прочностные, вязкоупругие и другие свойства, а также способы управления давлением, характеристики крепи относятся к специфическим условиям, присущим конкретной расчетной схеме или модели. Универсальными являются наличие статического равновесия поддерживаемых пород для любых горно-геологических и горно-технических условий и общий вид распределения опорного давления.
При формировании исходных требований для расчета функции опорного давления над краевой частью пласта и выбора граничных условий исходим из следующих универсальных положений: нормальные к пласту напряжения над его краевой частью возрастают, а в бесконечности, т.е. достаточно далеко от очистной выработки, напряжения в пласте асимптотически приближаются к напряжениям нетронутого массива.
В качестве решения задачи о распределении опорного горного давления предлагается комбинированный вариант, основанный на теоретических построениях при использовании данных экспериментальных исследований.
Для описания кривой распределения опорного давления применим функцию вида
£t(jc) = xs{A + Бх + С х")
Выбор функции определяется анализом фактических графиков распределения напряжений в призабойной зоне по результатам натурных исследований.
Параметры Д ® и Є определялись из условия сопряжения графика функции с экспериментальными данными и условия равенства массы пород, определяемой по эпюре распределения, и массы, найденной по геометрическим размерам массива пород, участвующего в формировании нагрузки на пласт в зоне опорного давления.
Примеры графиков функций распределения опорного давления в пределах передней и боковой зон рис. 4.
Г рафики распределения наглядно отображают:
- общий характер распределения давления в изучаемом массиве;
- характер снижения величин напряжения в пласте по мере удаления от его обнаженной поверхности;
- размеры зон опорного горного давления. Ширина зоны опорного давления характеризуется точкой пересечения графиков распределения опорного давления и литостатического давления;
- превышение опорного давления над литостатическим.
Распределение опорного горного давления в угловой части массива имеет более сложную форму по сравнению с передней зоной опорного давления. Если для решения задачи о распределении давления впереди очистного забоя было можно применять двухмерную систему координат, по одной из осей которой откладывалось расстояние, а по другой - величина вертикальной составляющей напряжений, то для определения функции распределения в угловой части необходимо решать объемную задачу.
Рис. 4. Графики распределения вертикальных составляющих напряжения в передней и боковой зонах опорного горного давления
В случае плоской двухмерной задачи можно считать, что речь идет о массиве,
ограниченном двумя вертикальными плоскостями, перпендикулярными к поверхности забоя, расстояние между которыми равно 1 м [3]. Однако для моделирования угловой части массива подобная дифференциация неправомерна, т.к. плоскости, выделяющие массив, не являются параллельными. В связи с этим возникла необходимость разделения массива на части по какому-то иному принципу. Мы предлагаем дифференцировать рассматриваемый горный массив вертикальными плоскостями на равные сектора, характеризующиеся углом (рис. 5). Линия пресечения этих плоскостей будет совпадать с линией пресечения плоскостей 8 И Ь, ограничивающих изучаемый горный массив. Распределение опорного давления будет определяться для каждого из секторов в отдельности, но с соблюдением при этом единого общего условия. В таком случае задача разбивается на ряд аналогичных решений для каждого из секторов. Выбор величины угла а’^, определяющего размеры сектора, обуславливается необходимой точностью построения распределения опорного давления в зоне концентрации.
Рис. 5. Общий вид расчетной схемы для определения распределения опорного горного давления в угловой части пласта
На первый взгляд может показаться, что деление на сектора всего изучаемого массива выявит в пределах каждого секто-
ра как часть пласта, воспринимающего пригрузку, так и подработанную часть массива, ее создающую. Но если считать, что и та, и другая части расположены в одном секторе, то решением поставленной задачи станет распределение, очень близкое к усредненному и имеющее идентичные недостатки. По этой причине деление на сектора будем применять только к угловой части пласта. Подработанный же массив пород, формирующий пригруз-ку, будет рассматриваться как единое целое.
Предположим, что коэффициент концентрации опорного горного давления по мере изменения угла определяющего положение осевой линии сектора, изменяется по нормальному закону. В таком случае оно должно иметь вид [5]
К = ----—р-ке-а)2/^2)
где и и а - некоторые параметры.
Однако необходимо, чтобы на границах зоны концентрации напряжений график распределения коэффициента концентрации опорного давления сопрягался с его равномерным распределением в передней и боковой зонах опорного давления, а не стремился к нулю. Чтобы добиться этого, немного видоизменим функцию распределения:
К = е-С0-ч>я/М + 0;95 Кь
<л/2я
Здесь Кб - это коэффициент концентрации опорного давления в боковой зоне.
Для описания кривой распределения опорного давления в пределах сектора воспользуемся той же формулой, что и ранее:
о(_х) = хг \Л + Бх + Сх2)
С помощью данного метода можно определить предполагаемые напряжения в угловой части массива и их распределение по изучаемой площади.
Воспользуемся данным методом расчета распределения опорного давления для пласта, имеющего угловую часть, характеризующуюся углом а, равным 90, 135 и 150е.
Получив серию графиков распределения вертикальной составляющей напряжения для каждого из секторов, можно графически изобразить общий вид распределения давления в зоне концентрации. Поверхности распределения наглядно представляем с помощью способа аксонометрического проецирования (см. рис. 7).
На рисунке изображено распределение вертикальной составляющей напряжения для угловой части массива пласта. Крайние графики соответствуют распределению давления в передней и боковой зонах опорного давления. Таким образом, наблюдается полное сопряжение распределений на границах зоны концентрации. Помимо графиков распределения напряжений вдоль секторов на рисунке изображена ранее найденная линия зависимости коэффициента концентрации от угла 9, соединяющая точки с максимальными значениями напряжений в массиве.
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
в. град
Рис. 6. Графики зависимости коэффициента концентрации давления от величины угла в при углах а, равных 90, 135 и 150 °
Примем в качестве исходных известных данных следующие величины.
Глубина залегания разрабатываемого пласта (глубина работ) Н равна 4В2 м
Средневзвешенную плотность толщи подрабатываемых пород Уср примем равной 2,2 т
Мощность пачки пород, склонных к обрушению во время вторичной осадки (обрушения основной кровли), по данным разведочного бурения составила около 28*
Указанные данные основаны на результатах изучения керна, отобранного в результате разведочного бурения на изучаемой территории, а также на данных гамма-каротажа скважины.
Функции, описывающие зависимость коэффициента концентрации опорного горного давления К от величины угла в, при углах а равных 90, 135 и '150“з см. на рис. 6.
Рис. 7. Аксонометрические проекции распределения опорного горного давления в угловой части пласта при углах а, равных 90, 135 и 150 о
Максимальное значение коэффициента концентрации давления для угла 90 Доставило 4,1, для угла 135 93— 2,7, а для угла 150 93!- 2,27, т.е. по мере - роста величины угла уровень напряжений в массиве резко снижается.
Распределение опорного горного давления, определенное для угловой части массива пласта с углом а = 150-, носит переходный характер между распределениями напряжений в передней и боковой зонах. Коэффициент концентрации опорного давления изменяется от передней к боковой зоне практически линейно и не превышает величины коэффициента, определенного для передней зоны. Поэтому можно сказать, что зона концентрации опорного горного давления в угловой части массива пласта в данных условиях фактически отсутствует и напряжения вблизи концевой части лавы не будут являться наибольшими в краевой части пласта.
Данный метод позволяет с достаточной точностью определить величину верти-
кальной составляющей напряжения в любой точке угловой части массива. С его помощью можно определить максимальное значение напряжений и положение точки массива, испытывающей его.
Результаты наших расчетов доказывают то, что с увеличением значения угла а между вертикальными плоскостью забоя отрабатываемого столба и плоскостью, разграничивающей данный столб со смежным уже отработанным столбом, при столбовой системе разработки, применяемой без оставления межстолбовых целиков, в угловой части массива пласта удается существенно снизить уровень напряжений. Кроме того увеличение угла а приводит к уменьшению размеров самой зоны концентрации. В частности уменьшается длина участка лавы, вдоль которого наблюдаются напряжения, превышающие значения, характерные для передней зоны опорного давления. Зависимость длины этого участка от величины угла а приведена на рис. 8.
85 105 125 145 165 185
а, град
Рис. 8. График зависимости длины участка лавы, расположенного вблизи зоны концентрации опорного горного давления, от угла и
исследовать главным образом качественную сторону геомеханических процессов [1, 2].
В качестве эквивалентного материала, моделирующего массив пласта, использовался гипс строительный (алебастр) марки Г-4. Из данного материала были изготовлены образцы, каждый из которых имел форму сектора, характеризующегося исследуемым углом й: и заданной толщиной, равной 2 см (рис. 9). Выбор данного материала обусловливался его доступностью, простотой изготовления и обработки образцов необходимой формы, а также однородностью состава материала.
Таким образом, мы приходим к выводу о целесообразности применения технологии отработки пластовых месторождений косыми длинными очистными забоями на шахтах и рудниках, использующих столбовую систему разработки.
Ранее было доказано, что увеличение угла, характеризующего угловую часть массива вынимаемого пласта, между поверхностью забоя отрабатываемого столба и плоскостью, являющейся его границей, приводит к существенному снижению величин нормальных напряжений в зоне концентрации опорного горного давления. Также было выявлено уменьшение размеров зоны концентрации. Кроме этого, существует предположение об увеличении устойчивости краевой части изучаемого массива с ростом величины угла. С целью подтверждения или опровержения данного предположения в лабораторных условиях был проведен эксперимент, в ходе которого происходило физическое моделирование угловой части массива на эквивалентных материалах.
Основные принципы этого метода сводятся к замене в модели естественных горных пород искусственными материалами с физико-механическими свойствами, которые в соответствии с принятым масштабом моделирования находятся в определенных соотношениях с физико-механическими свойствами естественных горных пород. Этот метод позволяет
Рис. 9. Образцы.
Исследования проводились по четырем видам образцов, различающихся значением угла а\ 90, 115, 135 и 1502э|Всего было изготовлено 15 образцов. Из них 6 - характеризовались углом а = 90" з _ углом
ar = USB, 3 -
углом
: = -: - '. При этом толщина образцов во всех случаях была одинакова. Особое внимание при изготовлении образцов уделялось постоянству состава гипсового раствора, константности соотношения масс частей гипса и воды.
Моделирование напряженно деформированного состояния краевой части пласта происходило при помощи электромеханического пресса Zwick / Z 250. Верхняя рабочая поверхность имела возможность накреняться, отклоняясь от горизонтальной плоскости на угол до 4 - 5 2|| что позволяло моделировать процесс деформации кровли при разрушении краевой части массива. Образец располагался
таким образом, что вершина его угла находилась точно под центром вращения шарнирного крепления верхней рабочей поверхности.
Нагружение образца происходило в условиях заданной постоянной скорости деформирования, составляющей 1 мм/мин. Во время эксперимента фиксировались значения напряжений, которые соответствовали определенным величинам продольных деформаций краевой части образца. Для этих значений фиксировалось также соответствующее им время эксперимента.
По результатам проведенной серии испытаний были построены графики, отражающие зависимость силы, нагружающей краевую часть образца, от продольных деформаций краевой части. Проанализируем процесс внутреннего деформирования и разрушения на примере графика, полученного в результате испытания образца, характеризующегося углом в = 40- (рис. 10).
В процессе эксперимента по одноосному сжатию краевой части образца в режиме заданных деформаций можно построить диаграмму деформирования, показанную на рис. 10, где по горизонтальной оси отложены задаваемые экспериментально продольные деформации ¿Г 0б-
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2
(II. ММ
Рис. 10. График, отражающий зависимость силы, нагружающей краевую часть образца, от продольных деформаций краевой части
разца, а по вертикальной оси - соответствующие продольные нормальные напряжения в образце, определяющиеся силой Г.
С увеличением сжимающих напряжений начиная с нуля и до уровня г~ экспериментальная зависимость
Г{а1У
имеет нелинейный характер - наблюдается закрытие микротрещин и пор в материале образца. При этом объем краевой части образца уменьшается в результате его уплотнения.
Начиная с уровня напряжений г~ и до уровня экспериментальная зависимость приобретает линейный характер -наблюдается упругое сжатие минерального скелета образца. Объем образца продолжает уменьшаться. При этом фиксируются деформации не всего образца, а только его угловой части. Это возможно благодаря подвижности верхней рабочей поверхности пресса.
При уровне напряжений экспериментальная зависимость г:.П;.' отклоняет -ся от линейной - начинается образование и последующее раскрытие трещин в угловой части образца, в первую очередь субвертикальных, параллельных продольной оси образца. Возникновение каждой новой трещины отражается на диа-
грамме в виде резкого спада напряжений. До уровня напряжений процесс трещи-нообразования происходит лишь в краевой части. Под краевой частью образца в данном случае понимается часть образца, располагающаяся вблизи вершины угла сектора. Ее протяженность можно определить радиус-вектором, начало которого располагается в вершине угла. Эксперименты показали, что модуль этого радиус-вектора для рассматриваемой модели не превысил 2 см. При достижении уровня напряжений, соответствующего точке с, краевая часть образца окончательно теряет свою несущую способность и верхняя рабочая поверхность пресса принимает наклонное положение (рис. 11).
начала разрушения краевой части образца, точка Точнее, значение силы ^ь. необходимой для перехода краевой части из состояния упругого деформирования в разрушенное.
Определив положение выбранных точек на графиках, полученных в результате проведения испытаний на всех 15 образцах, были установлены соответствующие им значения силы Р.
Чтобы выявить полученную зависимость силы, действующей в момент прекращения упругого деформирования и начала процесса разрушения образца, от величины угла а, характеризующего форму образца, полученные данные были отражены в виде точечной диаграммы (рис. 12). На диаграмме по оси абсцисс отложены значения угла а, а по оси ординат -значения силы Р. В указанной системе координат были отмечены найденные точки: 6 из них соответствовали углу сс = 90-^
3 - углу а= 115“ з _ углу а = 135- и 3 -углу а = 150-,
Для каждого из углов было найдено среднее значение силы Р, которое также было отмечено на диаграмме. Положение на диаграмме точек, соответствующих средним значениям, можно было аппроксимировать прямой.
Рис. 11. Разрушение краевой части образца
Дальнейший рост деформаций приводит к последовательному разрушению образца. При этом процесс трещинообразо-вания происходит во вновь возникшей краевой части образца. Одновременно с этим протекает процесс уплотнения уже разрушенной части и деформирования следующей части образца. Каждая последующая образовавшаяся краевая часть имеет большую протяженность по сравнению с предыдущей, этим и объясняется рост прилагаемой силы, необходимой для последующего разрушения. Особенно заметно это становится при проведении испытаний на образцах с большей величиной угла а.
В соответствии с подвергаемой проверке гипотезой нас интересовал момент
В соответствии с данными диаграммы можно сделать вывод о наличии в рассматриваемом интервале величин зависимости силы, прилагаемой к краевой части образца для инициирования процесса трещинообразования, от величины угла, определяющего форму краевой части. Так с увеличением угла происходит возрастание значения силы, необходимой для начала разрушения образца. Также следует отметить, что данная зависимость близка к линейной.
В результате проведенных испытаний на основе физического моделирования было доказано, что устойчивость краевой части горного массива угловой части пласта напрямую зависит от конфигурации рассматриваемой угловой части.
85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 1Ї5 140 145 150 155 160 165 170 175 180 185
а, град
Рис. 12. Диаграмма сил, действующих в момент прекращения упругого деформирования и начала процесса разрушения образцов, характеризующихся величиной угла а
Библиографический список
1. Баклашов И.В. Геомеханика: учебник для вузов: в 2 т. М.: Изд-во Моск. гос. горн. унта, 2004. Т. 1. Основы геомеханики. 208 с.
2. Баклашов И.В., Картозия Б.А., Шашенко
А.Н., Борисов В.Н. Геомеханика: учебник для вузов: в 2 т. М.: Изд-во Моск. гос. горн. ун-та, 2004. Т. 2. Геомеханические процессы. 249 с.
3. Борисов А.А., Механика горных пород и массивов. М.: Недра, 1980. 360 с.
4. Борисов А.А., Матанцев В.И., Овчаренко Б.П., Воскобоев Ф.Н., Управление горным давлением: учеб. пособие. М.: Недра, 1983. 168 с.
5. Гмурман В.Е. Теория вероятностей и математическая статистика: учеб. пособие. 6-е изд. стеретип. М.: Высшая школа, 1997. 479 с.
6. Журавков М.А., Николаев Ю.Н., Губанов
В.А. О методах исследования закономерностей формирования и распределения опорного давления при разработке калийных месторождений пологого залегания. Минск, 1991. 23 с.
7. Кантович Л.И., Гетопанов В.Н. Горные машины: учебник. М.: Недра, 1989. 304 с.
8. Степанович Г.Я., Сылка Н.Л. Опорное давление впереди очистного забоя. Киев: Уголь Украины, 1989.
Technology of the Underground Excavation of the Bedded Deposits with Oblique Longwall Mining in the Conditions of the Starobinsky Deposit of the Potassium Salts
1N.I. Alymenko, 2A.I. Petrov
1Mining institute of the Ural branch of the Russian Academy of Sciences, 614007, Perm, Siberian st., 78a. E-mail: nik.alymenko@yandex.ru 2Perm National Research State University, 614990, Perm, Bukireva st., 15 E-mail: igeon@psu.ru
The way of decrease of tension level created by bearing mining pressure in the angular part of a massif is offered. The design procedure of the distribution of the bearing mining pressure in an angular part of the seam based on mathematical model is presented. According to this design procedure it is proved that the increase of the angle characterizing an angular part of the massif of the excavated seam leads to the essential decrease of the level of the tension. Here is presented the method of physical simulation of an angular part of the massif of the seam using the equivalent materials, directed at the identification of the dependence of the stability of a marginal part of the massif on its form. It is proved, that stability of a marginal part of the massif of an angular part of a bed depends on its configuration. According to these the application reasonability of the technology of the underground excavation of the bedded deposits with an oblique longwall mining is proved.
Keywords: long face, longwall mining, the Starobinsky deposit.
Рецензент - доктор технических наук С. С. Андрейко
