CC BY
1
УДК 622.831
УЧЕТ ВЛИЯНИЯ АНКЕРОВАНИЯ НА ТЕХНОГЕННУЮ ГЕОДИНАМИКУ ПРИ ПРОХОДКЕ ВЫРАБОТОК В МЕЛКОБЛОЧНЫХ ПОРОДНЫХ МАССИВАХ
А.Е. Балек, Т.Ф. Харисов, И.Л. Озорнин
Представлен анализ результатов натурных исследований закономерностей поведения мелкоблочного напряженного породного массива в условиях армирования его анкерами с учетом влияния анкеров на изменение прочностных и деформационных характеристик массива, включая изменчивость основных параметров техногенной геодинамики во времени. Усовершенствована методика оценки влияния анкерования на техногенную геодинамику при проходке выработок в мелкоблочных породных массивах в условиях, когда физически невозможно обеспечить анкерную сшивку всех без исключения разномасштабных породных блоков.
Ключевые слова: массив горных пород, напряженно-деформированное состояние, анкерование, блочность, афтершоки, нарушение крепи.
Введение
Как свидетельствует практика ведение горных работ в напряженном трещиноватом массиве скальных горных пород зачастую провоцирует его техногенную геодинамическую активность, проявляющуюся в форме взаимных подвижек структурных породных блоков. Главная причина этих подвижек - в перераспределении первоначальных напряжений массива, происходящем вследствие проходки выработок и формирования новых выработанных пространств и зон обрушения. Другие факторы, включающие сейсмическое воздействие проходческих и очистных работ, изменения гидрологического режима и порового давления, эрозионные процессы на междублоковых контактах и пр., в данных условиях влияют существенно меньше.
Геодинамические подвижки структурных блоков массива, даже сравнительно медленные и не сопровождающиеся сейсмическими процессами, как правило, оказывают негативное воздействие на устойчивость горных выработок, в особенности закрепленных жесткими (не податливыми) поддерживающими видами крепи. Одним из наиболее эффективных способов минимизировать это воздействие за счет ограничения подвижности блоков, является повышение жесткости междублоковых связей путем анкерования массива горных пород в окрестностях подземных выработок.
К сожалению, до сих пор не разработано аналитического решения, позволяющего учитывать влияние анкерования на устойчивость выработок, проходимых в условиях мелкоблочных напряженных массивов скальных горных пород. Существующие расчетные схемы анкерного крепления как правило рассматривают условия упрочнения заанкерованного блочного массива с использованием различных эмпирических коэффициентов,
учитывающих удельное количество и прочностные характеристики анкеров. Либо представляют вмещающий выработку блочный породный массив как математически сплошную среду, в которой анкера заменяются действием системы сил. Или совсем не учитывают напряженно-деформированное состояние окружающего массива, а учитывают лишь условия работы отдельно взятых анкеров, направленных на предотвращение обрушения породных блоков (заколов) в выработку под действием собственного веса. В лучшем случае используются схемы и модели, предусматривающие взаимную «сшивку» всех без исключения породных блоков между собой и создания из них грузонесущей конструкции (плиты, арки, кольца), расчет которой затем осуществляют методами строительной механики на заданные внешние нагрузки или деформации. Породный массив при этом чаще всего также рассматривается в рамках модели математически сплошной среды.
Между тем горнорудная практика показывает, что даже в крупноблочных породных массивах нарушения анкерного крепления зачастую происходят не путем обрыва или проскальзывания анкерного стержня, а путем «обыгрывания» анкеров, т.е. разрушения породы между ними. При этом, в условиях отсутствия возможности обрушения пород в выработки и выработанные пространства, в ходе неупругого деформирования в дезинтегрированном скальном массиве наблюдается вторичное структурирование, аналогичное диссипативному структурированию сыпучей среды. Это проявляется в консолидации (кластеризации) структурных породных блоков во временно стабильные образования, выделяемые по их относительно согласованным знакопеременным взаимным подвижкам. Вследствие этого в хаос взаимных движений мелких блочных структур вносится упорядоченность, которая в существующих расчетных схемах анкерования не принимается во внимание.
Таким образом, расчетные модели анкерного крепления, предусматривающие «армирование» массива горных пород путем сшивки между собой его структурных блоков, на практике оказываются малопригодными, в особенности при закреплении дезинтегрированных (мелкоблочных), но при этом остающихся напряженными породных массивов. В этой связи необходимо было рассмотреть результаты натурные исследований и выявить закономерности поведения мелкоблочного напряженного породного массива в условиях армирования его анкерами, причем с учетом влияния анкеров не только на прочностные, но и на деформационные свойства, включая изменчивость основных параметров техногенной геодинамики во времени.
Методы исследования
Рассмотрены результаты мониторинговых натурных исследований, ранее выполненные ИГД УрО РАН на строящейся шахте «Центральная»
Донского ГОКа (в настоящее время шахта «10-летия независимости Казахстана», г. Хромтау, Республика Казахстан), где на глубине 560 м проводились работы по проходке и креплению выработок водоотливного комплекса рудного двора горизонта -160 м ствола «Вспомогательный» [1].
Горный массив на участке строительства руддвора представлен сильно трещиноватым серпентинитом по дуниту скрытокристаллической структуры массивной текстуры с практически хаотичной трещиновато-стью: свыше 30 систем трещин различных азимутов, в основном крутопадающих. Исходя из условия обеспечения устойчивости подземных выработок руддвора в массиве выделены два уровня структурной иерархии:
- первый уровень - структурные блоки с линейными размерами от 0,5... 1 до 2 м, оконтуренные трещинами мощностью до 2 - 5 см, местами до 10 см, заполненные серпентинитом, талькобрейнеритом и милонитом с зеркалами скольжения;
- второй уровень - структурные блоки (на которые разбивались блоки первого уровня) с линейными размерами от 2 - 3 до 10 см, местами до 20 см, оконтуренные трещинами мощностью от долей миллиметра до 1 см, также в большинстве случаев заполненные серпофитом, талькобрей-неритом и милонитом.
Проходческие работы в выработках руддвора свидетельствовали, что при любом напряженном состоянии нарушения породного массива происходили по плоскостям трещин данных двух уровней. Более мелкие структуры, выделяемые при лабораторных исследованиях породных образцов различных размеров, на устойчивость выработок влияния практически не оказывали. Выявление же влияния более крупномасштабных структур как раз и являлось первоочередной задачей проводимых исследований.
Проходку выработок руддвора (рис. 1) осуществляли буровзрывным способом. Насосную камеру сооружали послойно сверху вниз с по-двиганием уступов от южного торца к северному. Выработки крепили комбинированной крепью: арки из спецпрофиля СВП-22 с шагом установки и отставанием от забоя 0,5 м, с сетчатой металлической затяжкой и последующим возведением монолитной крепи из бетона марки В 30, а в насосной камере и сопряжении ствола - железобетонной. Водоприток практически отсутствовал.
В процессе проходки происходили многочисленные самообрушения и отслоения пород кровли и забоя выработок, вызванные низким сцеплением между структурными блоками. После наиболее крупного самообрушения (около 140 м3), произошедшем при выемке верхнего слоя насосной камеры, повсеместно начали использовать опережающую крепь из металлических штанг.
Проходческие работы сопровождались комплексом мониторинговых геомеханических исследований, предусматривающих: замеры напря-
жений бетонной крепи методом щелевой разгрузки, замеры приращений реперных линий в выработках (маркшейдерской рулеткой с нониусом) и скважинах (по соединительной тяге штангенциркулем), электрометрический каротаж (в варианте четырехэлектродной симметричной системы) и буроскопическое зондирование наблюдательных скважин, фиксирование по стеклянным маякам моментов подвижек крепи по трещинам [1]. Места проведения измерений показаны на рис. 1, а схема работ во времени - на рис. 2.
Г
1 X
б м
Рис. 1. Схема ведения горных работ и натурных исследований на плане руддвора гор. -160 м ствола «Вспомогательный»: I - ствол Вспомогательный; II - камера подстанции; III - насосная камера; IV- трубно-кабельный ходок; V - ходок в насосную камеру; VI - остававшиеся не вынутыми
породные объемы: уступ и фундамент насосной камеры; VII - зона хаотичных подвижек структурных породных блоков; VIII - места замеров методом щелевой разгрузки; IX -реперные линии;
X - глубинные реперы; XI - участок установки стеклянных маяков; ХП - граница между консолидированными объемами породного массива
Рис. 2. Временная схема ведения горных работ и натурных исследований вруддворе гор. -160 м ствола «Вспомогательный»: I - нарушение стеклянного маяка; II - время установки стеклянных маяков и их количество, штук; III - замеры пореперным линиям в выработках; IV - то же в скважинах; V - взрывы в карьере, количество тонн взорванного ВВ; VI - замеры напряжений бетонной
крепи методом щелевой разгрузки.
К середине октября на рассматриваемом участке в крепях выработок руддвора произошли многочисленные нарушения:
- в насосной камере и в стенках сопряжения, по обе стороны от ствола на участках протяженностью около 15 м в виде горизонтальных и наклонных открытых трещин мощностью от долей миллиметра до миллиметра;
- в кровле насосной камеры и рассечке ствола в виде трещин и отслоений сдвигово-отрывного характера, сопровождаемых петлеобразным выпиранием арматуры с прогибом до 5 - 10 см (рис. 1);
- в стенке ствола ниже сопряжения со стороны ходового отделения - горизонтальные трещины с чешуйчатым отслоением бетона;
- в ходовом отделении ствола в виде выколов бетона с обнажением и выпиранием до 5 - 7 см вертикальных арматурных стержней в стенке, отделяющий ходок от ствола;
- в кровле ходка - продольные трещины сдвигово-отрывного характера.
Характерные особенности произошедших нарушений крепи и результаты оптического буроскопического зондирования приконтурного массива выработок показали, что деформирование рассматриваемого участка происходило с хаотичными сдвиговыми смещениями до 1,5 - 2 см мелкомасштабных структурных породных блоков: с поперечными размерами от сантиметров до нескольких десятков сантиметров. Для ограничения их подвижности и, соответственно, обеспечения безопасности дальнейших проходческих работ в руддворе, в январе - феврале 1991 г (рис. 2)
массив в целике между насосной камерой и выработкой сопряжения был армирован 2 рядами перфорированных буровых труб из легированной стали диаметром 85 мм с толщиной стенки 10 мм, забетонированными в скважины диаметром 105 мм. Скважины разбурены из выработки сопряжения: по 2 веера с обеих сторон ствола, с выходом на восточную стенку насосной камеры, с максимальным расстоянием между скважинами 2 м (рис. 3). В общей сложности в массиве было забетонировано порядка 300 погонных метров буровых труб (анкерных штанг).
Рис. 3. Схема анкерования целика между насосной камерой и выработкой сопряжения руддвора гор. -160 м ствола «Вспомогательный»
После «армирования» целика в июне - августе того же года был пройден трубно-кабельный ходок. Затем в течение 1,5 лет продолжились мониторинговые наблюдения за маячками и замеры по реперным линиям (рис. 2), что дало возможность оценить то влияние, которое оказало анке-рование целика на техногенную геодинамику массива.
Результаты натурных исследований сопоставлялись с оценкой влияния анкерования, получаемой при применении известных моделей взаимной «сшивки» структурных блоков породного массива, в которых все без исключения блоки представляются неразрушающимися и повсеместно сшитыми между собой, либо используются эмпирические коэффициенты, не увязанные с физическим механизмом анкерования.
К настоящему времени выполнено большое количество исследований, главным образом лабораторных, по оценке упрочняющего воздействия анкеров на деформирование блочной среды, в частности [2 - 5]. В данных работах рассмотрено влияние практически всех возможных факторов на эффективность анкерования блочного породного массива: натяжения анкера, угла дилатансии шероховатостей трещины и угла наклона анкера к ее плоскости, соотношения жесткостных параметров анкера и
[ф^г£_(С + ДС), (1)
1 - Бт ф
породы, а также жесткостных параметров материала анкерного стержня и заполнителя шпура, соотношения диаметров стержня и шпура и пр.
Анализ результатов вышеперечисленных исследований показал, что наиболее применимы на практике те методики, где влияние анкерования блочного массива представляется через повышение суммарного уровня сцепления между отдельными структурными блоками, не изменяя при этом величины угла трения ф, который является свойством самого материала трущихся междублоковых поверхностей. Тогда, при отображении предела длительной прочности [а] нарушенного массива с помощью прямолинейной огибающей кругов Мора, влияние анкерования учитывается через параллельное повышение прямолинейной огибающей на некоторую величину АС. Это допущение, которое эквивалентно снижению степени трещиноватости пластически деформируемой среды, отображается следующей зависимостью:
2еовф
БШф
где [а] - предел длительной прочности породного массива, МПа; ф - угол междублокового трения, численно равный углу внутреннего трения породы, определяемому при лабораторных испытаниях образцов, град.; С -усредненная величина сцепления, присущая породному массиву на рассматриваемом участке в отсутствие анкерования, МПа; АС - добавочное сцепление, обусловленное анкерной сшивкой блоков породных массива, МПа.
Учитывая 30...40 %-ную погрешность оценки величины сцепления С для реальных породных массивов, значение АС определяется выражением
АС = Р ■ п, (2)
где п - удельное количество анкеров, приходящееся на 1 м2 породного обнажения контура выработки, м-2; Р - максимальное сдерживающее усилие, обеспечиваемое одним анкером, МН.
Результаты лабораторного моделирования на реальных и эквивалентных материалах, а также объемного математического моделирования методом конечных элементов, полученные К. Спангом и П. Эггером [6], свидетельствуют, что в условиях подвижки скальных породных блоков, скрепленных железобетонным анкером, в анкерном стержне по обе стороны междублокового контакта формируются пластические шарниры, между которыми стержень работает на растяжение. Этот механизм проявляется даже при перпендикулярном расположении анкера к плоскости контакта, минимальной мощности раскрытия последнего и отсутствии явления дила-тансии, т.е. расширения междублокового промежутка в процессе подвижки по неровностям его берегов. Таким образом, продольные растягивающие напряжения возникают в анкере при любом направлении смещения пород-
ных блоков и, следовательно, сдерживающее усилие Р эквивалентно значению несущей способности анкера, используемой при расчетах параметров крепления в моделях «подвешивания - подшивки».
Для рассматриваемых условий параметры армирования массива целика между насосной камерой и выработкой сопряжения таковы, что удельное количество анкеров составляет в среднем п « 0,5 на 1 м2 обнажения камеры насосной (рис. 3). Максимальное сдерживающее усилие Р каждого анкера-трубы, определяемое его прочностью на растяжение, составляет
Р = [ст ]■ 5 - 0,8МН, (3)
где [а т] ~ 600... 650 МПа - предел текучести буровой трубы, перфорированной отверстиями диаметром 10 мм, располагаемыми на расстоянии порядка 150 - 200 мм друг от друга; 5 = 0,00126 м2 - площадь поперечного сечения (кольца) трубы.
Соответственно, сцепление АС между структурными блоками массива рассчитанное по формуле (2) увеличилось на добавочную величину и составляет 0,4 МПа.
Учитывая очень низкий первоначальный уровень сцепления сер-пентинитового массива С « 0,1...0,2 МПа, анкерование существенно повышало его сцепление, в результате чего расчетная прочность закрепленного массива [с], имеющая значение предела его длительной остаточной прочности, должна была увеличиться в 3 - 5 раз, и составит согласно формуле (1) около 1,4...1,7 МПа
Но данный расчет корректен лишь в том случае, если полагать, что все без исключения закрепленные блоки являются неразрушающимися и повсеместно взаимно сшитыми. Однако оптическое буроскопическое зондирование указывало на продолжающиеся подвижки структурных блоков, которые происходили в промежутках между анкерами. Таким образом, применяемые расчетные методики оценки влияния анкерования потребовали совершенствования.
Результаты натурных исследований
Напряжения в бетонной крепи замерены методом щелевой разгрузки сразу же после произошедших в выработках руддвора массовых нарушений крепи в октябре 1989 г (рис. 2). Замеры выполнены на внутреннем контуре ствола в нижних частях заходок крепи (на 0,5 м выше границ за-ходок): в точках 1 и 2 - на отметке -143 м и в точке 3 - на отметке 160 м (рис. 1). Замеренные сжимающие напряжения, действующие на контуре бетона в горизонтальном направлении, составили: в точке 1 - -12 ± 3 МПа; в точке 2 - -16 ± 3 МПа; в точке 3 - -15 ± 3 МПа.
Тремя годами ранее в 1986 г, до начала проходческих работ в руд-дворе, в тех же местах на отметке -143 м были проведены аналогичные из-
мерения, показавшие: в точке 1 - сжимающие напряжения -8 ± 3 МПа; в точке 2 - -16 ± 3 МПа [1].
Также в октябре 1989 г выполнены замеры напряжений в бетонных стенках насосной камеры и выработки сопряжения, включающие: в точках 4, 5, 6, 7 - горизонтальные щели на высоте около 1 м от почвы выработок, в точке 8 - горизонтальную щель на 0,9 м ниже замка свода кровли камеры, в точке 9 - вертикальную щель на 2,8 м ниже шатра свода. Во всех местах напряжения оказались в пределах точности метода: среднеквадрати-ческой ошибки ± 3 МПа.
Тогда же в насосной камере, ходке и выработках сопряжения были установлены реперные линии. Все линии горизонтальные, на высоте около 1 м от почвы выработок, за исключением линий 10 и 11 (рис. 1). Результаты замеров представлены в табл. 1, где показаны приращения деформаций, относительно каждого предшествующего замера, и их суммарные значения относительно первоначального базиса за 111 суток после установки линий.
Результаты мониторинговых замеров, проведенных по тем же линиям в 1991 - 1992 гг, до и после проходки трубно-кабельного ходка (рис. 2), оказались в пределах точности применяемого метода измерений: ± 0,1 мм.
Глубинные реперы в забоях двух скважин длиной по 12,5 м, пробуренных под углом 30о из насосной камеры в сторону ствола и от него (рис. 1), установлены 5 апреля 1990 г (рис. 2). Результаты замеров по реперным линиям «забой - устье скважины» представлены в табл. 2.
Совместно с замерами смещений глубинных реперов проводился электрометрический каротаж породных стенок наблюдательных скважин длиной 12,5 м, пробуренных параллельно реперным скважинам на расстоянии 20 см. Приращения усредненного удельного электросопротивления стенок скважин, относительно каждого предшествующего замера, а также их суммарные значения за весь период наблюдений, представлены в табл. 3.
Одновременно с замерами напряжений по стенкам и кровле выработок сопряжения на раскрытые трещины бетонной крепи были установлены 52 наблюдательных маяка (стеклянных пластинок), предназначенных для фиксации моментов подвижек нарушенной крепи. По мере нарушения маяков на их место оперативно устанавливались новые, вследствие чего в общей сложности было задействовано 175 маяков. Участок установки маяков показан на рис. 1, а, даты и количество произошедших нарушений - на схеме рис. 2.
Полученные данные натурных измерений послужили исходным материалом для сопоставления внешних проявлений техногенной геодинамики вмещающего массива выработок руддвора до и после анкерного армирования, включая его вторичное структурирование и знакопеременное
деформирование во времени в процессе перехода в новое равновесное состояние.
Таблица 1
Результаты замеров приращений реперных линий за различные _периоды времени, мм_
№ Первоначальный 28.10.89 18.12.89 27.12.89 04.01.90 23.01.90- 31.01.90 28.10.89
линии базис линии, мм - - - - 31.01.90 - -
18.12.89 27.12.89 04.01.90 23.01.90 16.02.90 16.02.90
1 4169,4 -0,8 +1,8 ±0 -0,9 -1,2 +0,1 -1,0
2 4256,5 -0,1 +0,1 ±0 -0,2 -0,1 +0,1 -0,3
3 4383,2 ±0 -0,7 +0,4 +6,8 -1,4 -5,9 -0,7
4 4478,0 +0,4 -0,2 ±0 +3,3 -5,9 +0,6 -0,8
5 3089,0 +0,5 -1,2 +0,7 +1,4 -2,0 -0,6 -1,2
6 6140,0 -2,2 +0,6 -0,5 ±0 -0,7 ±0 -2,9
7 60496,0 -1,6 -0,1 -0,1 +1,9 -2,2 +0,1 -2,1
8 6385,4 -2,6 +2,2 ±0 +0,6 -2,6 +0,2 -2,3
9 2681,5 ±0 -10,1 -0,1 +14,6 -4,2 -0,5 -0,4
10 2205,2 +0,7 -1,2 ±0 +0,3 -0,1 -0,1 -0,6
11 2261,0 +0,1 -2,1 +0,7 +1,4 -0,5 -0,1 -0,7
Количество маяков, нару-
шенных за рассматривае- 16 1 5 4 1 5 32
мый период, шт
Таблица 2
Результаты замеров приращений глубинных реперных линий _за различные периоды времени, мм_
№ скважины Первоначальный базис штанги, м 05.04.90 05.07.90 05.07.90 14.09.90 14.09.90 26.10.90 26.10.90 31.10.90 31.10.90 11.12.90 11.12.90 23.01.91 05.04.90 23.01.91
1 12,5 +10,0 -0,6 0 -2,5 +1,3 - +8,1
2 12,5 -9,4 +0,6 +0,6 +1,3 -3,1 -3,8 -13,8
Количество маяков, нарушенных за рассматриваемый период, шт 8 2 1 12 0 13 36
Таблица 3
Результаты замеров изменения электросопротивления стенок _скважин за различные периоды времени, %_
№ скважины Первоначальный базис замера, Ом х м 05.04.9 0 -05.07.9 0 05.07.9 0 -14.09.9 0 14.09.9 0 -26.10.9 0 26.10.9 0 -31.10.9 0 31.10.9 0 -11.12.9 0 11.12.9 0 -23.01.9 1 05.04.9 0 -23.01.9 1
1 «3000 +120 -25 -30 -15 +50 - +100 -180
2 «200 -40 +35 +15 +40 -90 -140
Каротаж скважины, пробуренной из насосной камеры в сторону ствола, показал, что амплитуда изменения, кажущегося удельного электрического сопротивления пород в ее стенках превысила 4000... 5000 Омм (табл. 3). В то же время в скважине, пробуренной из насосной в противо-
положную от ствола сторону, она не превысила 200 Ом м (за исключением трехметрового участка у устья).
Качественные различия в состоянии горного массива на этих участках подтверждены и оптическим зондированием. В скважине, пробуренной в сторону ствола, зафиксированы многочисленные сдвиговые смещения по блоковым трещинам с амплитудой до 1 - 1,5 см, чего не наблюдалось в скважине, пробуренной в противоположную сторону.
Замеры по реперным линиям зафиксировали деформацию выработок как в горизонтальном, так и в вертикальном направлении, сопровождающуюся дальнейшим раскрытием трещин в бетонной крепи (возникновения новых трещин не отмечалось). При этом на фоне преобладающего тренда к сжатию происходили изменения направления деформационных приращений одновременно на 10 - 15 -метровых участках выработок, причем амплитуды этих изменений, достигавшие 15 мм, существенно превышали результирующее трендовое сжатие, составившее -0,3. -2,9 мм за весь период наблюдений 28.10.89 - 16.02.90. (табл. 1).
Аналогичный режим растяжение-сжатие с таким же порядком амплитуд, как и у реперных линий, был зафиксирован и по глубинным реперам (табл. 2), что согласуется с данными электрометрического каротажа скважин, базирующегося на том, что деформация растяжения породного массива вызывает раскрытие трещин и, соответственно, увеличение электросопротивления, и наоборот. Зафиксированы знакопеременные изменения относительного удельного электросопротивления, достигавшие 120 -140 % (при погрешности порядка 30 %), происходившие синхронно по всей длине скважины (табл. 3).
Статистическая обработка результатов замеров по реперным линиям, выполненная методом серий, показала, что за рассматриваемые 6 периодов (111 суток с 05.04 90 по 23.01.91) общее количество серий превышало нижнюю критическую границу интервала выполнения нулевой гипотезы, составляющую 20 серий (для уровня значимости 10 %). Всего же была зафиксирована 21 серия из 33 сжатий и 24 растяжений (табл. 1). Это указывает на случайный характер выборки и, соответственно, на пригодность натурных данных, полученных по реперным линиям в целом, для обобщения и анализа.
При этом синхронность противофаз растяжений и сжатий по 4 группам реперных линий, а именно: в южной и северной ветви выработки сопряжения, в камере насосной и в ходке (табл. 1), позволила выделить в хаосе взаимных подвижек структурных блоков два породных объема шириной по 10 - 15 м, разделенных зоной концентрации деформаций (рис. 1). Объемы эти представляли собой временно консолидированные крупномасштабные блоки дезинтегрированного породного массива, которые согласованно смещались относительно друг друга и, таким образом, воздей-
ствовали на напряженно-деформированное состояние и целостность бетонной крепи всего комплекса выработок руддвора в целом.
Замеры напряжений на контуре бетонной крепи ствола показали, что они все время строительства находились в пределах нормативной прочности бетона марки В 30 на сжатие, составляющей -17 МПа. При этом сопоставление их с данными 1986 г указывало на существенное (до 50 %) приращение тех напряжений, которые действовали в широтном направлении (точка 1 ). Напряжения же, действующие в стенках ствола в меридиональном направлении (точки 2 и 3), после произошедших массовых нарушений крепи практически не изменились, а в стенках горизонтальных выработок руддвора даже произошла их разгрузка. Все это указывало на то, что взаимные подвижки консолидированных 10 - 15-метровых породных блоков в основным происходили в субширотном направлении. Являясь внешними проявлениями техногенной геодинамики породного массива, эти подвижки, судя по всему, и послужили главной причиной произошедших локальных нарушений крепи. Таким образом, полученные натурные данные подтвердили связь квазипериодичной знакопеременной деформации приконтурного массива выработок с взаимными подвижками его структурных блоков.
Трехлетние мониторинг состояния стеклянных маяков показал, что происходившие в бетонной крепи выработок руддвора деформационные процессы обусловлены подвижками блочных структур окружающего нарушенного породного массива, в том числе и после армирования этих структур анкерами.
Как видно из анализа схемы на рис. 2 независимость моментов нарушений маяков от сейсмического воздействия массовых взрывов, выполнявшихся на расстоянии около 500 м в вышележащем карьере, сомнений не вызывает. Однако вполне очевидна и их причинно-следственная связь с изменениями техногенного поля напряжений массива, происходившими в результате проходки насосной камеры и трубно-кабельного ходка, поскольку после завершения проходческих работ в массиве наблюдались квазипериодические деформационные процессы, характерные для блочных сред.
За первые 20 недель после приостановки проходки насосной камеры и размещения 52 маяков: от середины октября 1989 г до середины марта 1990, наблюдались 5 массовых нарушений, когда одновременно или подряд один за другим нарушались более 1 маяка (в данном случае по 5, 9, 8, 4 и 2 маяка), разделенных 5 весьма равномерными периодами относительных затиший, во время которых были зафиксированы 6 обособленных единичных нарушений (рис. 2). Таким образом, средняя продолжительность периодов между массовыми нарушениями составила 4 недели, а продолжительность периодов затишья - около 3 - 3,5 недель.
Затем последовало продолжительное 9-недельное затишье, после которого, в течение третьей недели мая, нарушились 7 маяков. За последующие 20 недель, вплоть до возобновления проходческих работ в камере в конце октября 1990 г, наблюдались лишь 4 единичных нарушения. Все это свидетельствовало о затухании возмущающего воздействия процесса проходки и переходе структурных блоков породного массива в новое равновесное состояние.
Массовые нарушения конца декабря 1990 г. (7 маяков) и начала января 1991 г (4 маяка) явно были обусловлены началом разбуривания дезинтегрированного блочного массива под установку армировочных штанг между насосной камерой и выработкой сопряжения. Относительная же равномерность происходивших затем, в течение 9 недель, 6 единичных нарушений маяков показывала, что все эти нарушения были вызваны работами по анкерованию массива целика: воздействием буровых снарядов и бетонного раствора непосредственно на породные блоки. Это подтверждает и последующее 12-недельное затишье, продолжившееся до начала проходки трубно-кабельного ходка (рис. 2).
Следует особо подчеркнуть, что после закрепления штангами массива целика последующие периодические деформации массива, вызванные проходкой трубно-кабельного ходка, удалось зафиксировать лишь по нарушениям стеклянных маяков. Замеры по реперным линиям этих деформаций не уловили, что свидетельствовало о снижении их амплитуд более чем на порядок: ниже предела точности применяемого метода измерений, составляющего ± 0,1 мм.
Также, как и после приостановки проходческих работ в насосной камере, после завершения проходки трубно-кабельного ходка наблюдались 5 массовых нарушений маяков (по 6, 9, 12, 4 и 2 маяка), разделенных 5 равномерными периодами затиший, но уже не в течение 20 недель, а за 13,5. В результате, средняя продолжительность периодов между массовыми нарушениями маяков снизилась в 1,5 раза: с 4 до 2,7 недель, что составило, соответственно, 0,25 и 0,37 массовых нарушений за неделю.
Продолжительность последующего более длительного затишья сократилась в 1,75 раза: с 3 - 3,5 недель до 1,7 - 2 недель. При этом, в отличие от 1989 - 1990 гг, единичных нарушений в периоды этого затишья не наблюдалось.
Следующее одномоментное нарушение трех маяков (а на следующие сутки еще одного) произошло спустя 11,5 недель - в марте 1991 г (рис. 2). Затем, в конце июня - начале июля того же года, после еще большего промежутка времени в 14,5 - 15 месяцев, были нарушены 2 - 3 репера. После этого, вплоть до прекращения наблюдений в январе 1993 года, новых нарушений не фиксировалось.
Обсуждение полученных результатов
Практический вывод, ранее полученный на основании результатов инструментальных натурных исследований, за прошедшие 30 лет надежно подтвержден практикой. После армирования массива амплитуды междублоковых подвижек снизились более чем на порядок, в результате чего была обеспечена успешная проходка и эксплуатация трубно-кабельного ходка.
Вместе с тем в настоящее время, с учетом вновь полученных знаний о деформировании напряженных массивов скальных горных пород [7] сформировалось понимание того, что изменения периодов между массовыми нарушениями маяков, зафиксированные в ходе натурных наблюдений, являются индикаторами изменений параметров техногенной геодинамики породного массива во времени, произошедших вследствие его армирования анкерами. Таким образом, открывается возможность использовать эти индикаторы для оценки эффективности анкерования.
Для обоснования данной возможности авторами выдвинута гипотеза, что механизм периодических массовых нарушений маяков, наблюдавшихся в руддворе ствола «Вспомогательный», аналогичен афтершоковым проявлениям в сейсмике. Все прочие сходные проявления цикличного деформирования и разрушения, происходящие в породных массивах после быстрых изменений напряженного состояния (в частности: волны маятникового типа, деформационные волны, геомеханические квазирезонансы и пр.) имеют дело с существенно (на порядки) меньшими масштабами времени [8].
Афтершоки представляют собой процесс релаксации той концентрации напряжений, которая формируется под действием динамического разрыва в очаге главного сейсмического события. Общая характеристика афтершоковых процессов приведена в монографии К. Шольца. Современное состояние исследований наиболее подробно освещено в монографии [9 -10], где представлены основные представления о природе афтершоков. Рассматриваются механизмы, связанные с ослаблением среды (закон субкритического роста трещин, механической стресс коррозии, законы разрушения, законы усталостного разрушения и пр.), и динамикой перераспределения напряжений в иерархической (фрактальной) системе разломов и тектонических нарушений. В монографии Смирнова В.Б. отмечается, что наличие главного события в его сейсмологическом смысле не является необходимым условием формирования релаксационных процессов, подобных афтершоковым последовательностям. Такие процессы возникают всегда при достаточно быстром изменении, по той или иной причине, поля напряжений в некоторой области среды. [11].
В процессе ведения подземных проходческих работ в напряженных массивах хрупкоразрушающихся скальных горных пород очевидной причиной быстрого изменения исходного поля напряжений является выемка тех или иных объемов иерархически блочной среды. Последующие же периодические деформации массива, в том числе и фиксируемые по наруше-
ниям маяков, представляют собой афтершоковые сейсмические события, аналогичные тем, которые происходят после техногенных землетрясений. Согласно [12] техногенные тектонические землетрясения в горных выработках являются достаточно частым явлением, в особенности вблизи активных тектонических разломов. Они обусловлены воздействием вынутых породных объемов на эффективную жесткость массива и, следовательно, на возможность инициирования неустойчивых (stick-slip) взаимных подвижек его структурных блоков.
Подтверждением выдвинутой гипотезы служит соответствие периодических массовых нарушений маяков, наблюдавшихся в руддворе гор. -160 м ствола «Вспомогательный», закону Омори-Утсу [13] - основному закону, определяющему периодичность афтершоков. Данный закон отображается зависимостью
где ? - время, прошедшее после главного сейсмического события; Х^) -число афтершоков (с представительной магнитудой) в рассматриваемую единицу времени; р - параметр степенного спада, известный как параметр Омори; с - параметр Утсу; К — нормировочный коэффициент, характеризующий общую афтершоковую активность среды (в современной терминологии - продуктивность афтершоков).
В работе [13] на основе анализа большого объема опубликованных данных отмечается, что для условий скальных горных пород в большинстве ситуаций параметр Утсу оценивается как с ~ 0, а диапазон наблюдаемых значений параметра Омори находится в пределах 0,6 < р < 2,5. С учетом этого при решении практических задач геомеханики данные параметры вполне можно принять (во всяком случае в качестве первого приближения) в качестве констант: с ~ 0, р ~ 1.
Что касается нормировочного коэффициента К, то он находится решением уравнения (6) на основании результатов натурных наблюдений за нарушениями маяков (рис. 2), полученных в руддворе гор. -160 м.
До анкерования целика:
? = 4 недели после приостановки проходки насосной камеры (т.е. главного сейсмического события);
делю (рассматриваемую единицу времени), где N = 5 - количество произошедших массовых нарушений маяков за общее время Т = 20 недель. После анкерования целика:
? = 2,7 недель после главного сейсмического события - завершения проходки трубно-кабельного ходка;
массовых нарушений маяков (афтершоков) в не-
) = NT = 0,37 афтершоков в неделю, где N = 5 - количество произошедших афтершоков за общее время T = 13,5 недель.
Решение уравнения (6) в обоих случаях (как до, так и после анкеро-вания) дает значение К = 1, что указывает на обоснованность принятой гипотезы об афтершоковой природе замеренных нарушений маяков.
Таким образом, мониторинговые наблюдения в руддворе гор. -160м показали, что анкерование породного массива целика между насосной камерой и выработкой сопряжения существенно (как подтвердила практика) повысило сдвиговую жесткость контактов между его структурными блоками. На этом основании логично будет в качестве численного показателя увеличения жесткости блочной среды и, соответственно, эффективности ее анкерования, использовать замеренные изменения периодичности афтер-шоковых процессов.
В частности, в рассматриваемых условиях зафиксировано снижение средней продолжительности периодов между афтершоковыми событиями (массовыми нарушениями маяков) до и после анкерования в 1,5 - 1,7 раза.
Заключение
Поскольку основной целью геомеханических исследований является не общее инженерно-геологическое описание породного массива, а выявление наиболее существенных факторов, влияющих на устойчивость выработок и крепи, предлагаемая методика оценки сдвиговой жесткости междублоковых контактов иерархически блочного породного массива в масштабах, соизмеримых с размерами выработок, позволяет учитывать влияние анкерования на техногенную геодинамику при проходке выработок в мелкоблочных породных массивах в условиях, когда физически невозможно обеспечить анкерную сшивку всех без исключения разномасштабных породных блоков.
Статъя подготовлена в рамках реализации государственного задания № 075-00412-22 ПР, темарег. № 1021062010536-3-1.5.1.
Список литературы
1. Балек А. Е. Натурные исследования по обеспечению устойчивости капитальных выработок в условиях запредельного напряженного состояния // Известия УГГА. Сер.: «Горное дело». 2000. Вып. 11. С. 209 -214.
2. Yoshinaka R., Shimizu T. Reinforcing effect of rockbolt in rock joint model // Proc. Int. Symp. Eng. Complex Rock Form., 3 - 7. 1986. Beijing. P.922 - 928.
3. Газиев Э.Г., Лапин Л.В. Роль пассивного анкера в восприятии сдвигающих усилий в скальной трещине. М.: Гидропроект, 1984. Вып. 95. С. 125 - 132.
4. Тимофеев О.В., Трушко В.А. Эффективность упрочнения штангами модели монолитной структуры на до и запредельной стадии деформирования // Взаимодействие крепи и пород в сложных условиях. Л., 1984. С 101 - 107.
5. Кулаков В.Н., Ноздричев Н.В. Исследование и выбор параметров механического упрочнения целиков анкерами // ФТПРПИ. 1985. № 4. С. 68 - 73.
6. Spang K., Egger P. Action of fully-grouted bolts in jointed rock and factors of influence // Rock Mechanics and Rock Engiveering. 1990. N 23. P.201 - 229.
7. Харисов Т.Ф., Балек А.Е. Оценка геодинамической активности иерархически блочного породного массива // Проблемы недропользования. 2021. № 3 (30). С. 30 - 38.
8. Развитие экспериментально-теоретических основ нелинейной геотомографии. Часть II: Динамико-кинематические характеристики волн маятникового типа в напряженных геосредах и сейсмоэмиссионные процессы / В. Н. Опарин [и др.] // Горный информационно-аналитический бюллетень. 2019. № 11. С. 5 - 26.
9. Баранов С.В., Шебалин П.Н. О прогнозировании афтершоковой активности. 1 Адаптивные оценки на основе законов Омори и Гутенберга -Рихтера // Физика Земли. 2016. № 3. С. 82 - 101.
10. Баранов С.В., Шебалин П.Н. О прогнозировании афтершоковой активности. 2 Оценка области распространения сильных афтершоков // Физика Земли. 2017. № 3. С. 43 - 61.
11. Смирнов В. Б., Пономарёв А. В. Физика переходных режимов сейсмичности. М.: РАН, 2020. 412 с.
12. Кочарян Г.Г., Будков А.М., Кишкина С.Б. Об инициировании тектонических землетрясений при подземной отработке месторождений // Физико-технические проблемы разработки полезных ископаемых. 2018. № 4. С. 34 - 43.
13. Utsu T., Ogata Y., Matsu'ura R. The centenary of the Omori formula for a decay law of aftershocks activity // Journal of Physics of the Earth. 1995. V. 43. P. 1 - 33.
Балек Александр Евгеньевич, д-р техн. наук, вед. науч. сотр., balek@,igduran.ru, Россия, Екатеринбург, Институт горного дела УрО РАН,
Харисов Тимур Фаритович, канд. техн. наук, ст. науч. сотр., [email protected], Россия, Екатеринбург, Институт горного дела УрО РАН,
Озорнин Иван Леонидович, зав. лабораторией, [email protected], Россия, Екатеринбург, Институт горного дела УрО РАН
CONSIDERATION OF ANCHORING INFLUENCE ON TECHNOGENIC GEODYNAMICS DURING EXCAVATION IN SHALLOW BLOCK ROCK MASSIFS
A.Y. Balek, T.F. Kharisov, I. L. Ozornin
The paper presents the analysis of the results of in-situ studies of regularities of behavior of shallow-block stressed rock massif in conditions of its reinforcement by anchors taking into account the influence of anchors on the change of strength and deformation characteristics of the massif, including variability of the main parameters of technogenic geody-namics in time. The technique of estimation of anchoring influence on technogenic geodynam-ics during excavation in small-block rock massifs in conditions when it is physically impossible to provide anchor cross-linking of all different-scale rock blocks without exception has been improved.
Key words: rock massif, stress-strain state, anchoring, blockiness, aftershocks, anchoring failure.
Balek Alexander Yevgenyevich, doctor of technical sciences, leading researcher, balek@,igduran.ru, Russia, Ekaterinburg, Institute of Mining, Ural Branch of the Russian Academy of Sciences,
Kharisov Timur Faritovich, candidate of technical sciences, Senior researcher, [email protected], Russia, Ekaterinburg, Institute of Mining, Ural Branch of the Russian Academy of Sciences,
Ozornin Ivan Leonidovich, head of the laboratory, [email protected], Russia, Ekaterinburg, Institute of Mining, Ural Branch of the Russian Academy of Sciences
Reference
1. Balek A. E. Field studies to ensure the sustainability of capital workings in conditions of extreme stress // News of UGG. Series: mining. 2000. Issue 11. pp. 209 - 214.
2. Yoshinaka R., Shimizu T. The reinforcing effect of rockbolt in the model of rock connection // Proc. Int. Sympathetic. eng. Complex form of rocks., 3-7. 1986. Beijing. pp.922 - 928.
3. Gaziev E.G., Lapin L.V. The role of a passive anchor in the perception of shear forces in a rock crack. Moscow: Gidroproekt. 1984. Issue 95. pp. 125 - 132.
4. Timofeev O.V., Trushko V.A. Efficiency of strengthening with rods of a model of a monolithic structure at the pre- and exorbitant stages of deformation // Interaction of supports and rocks in difficult conditions. L., 1984. P. 101 - 107.
5. Kulakov V.N., Nozdrichev N.V. Investigation and selection of parameters of mechanical hardening of tselikov anchors // FTPRPI. 1985. № 4. pp. 68 - 73.
6. Spang K., Egger P. The effect of fully sealed bolts in fractured rock and factors of influence // Rock mechanics and engineering in rocks. 1990. N 23. pp.201 - 229.
7. Kharisov T.F., Balek A.E. Assessment of geodynamic activity of hierarchically block rock massif // Problems of subsoil use. 2021. No. 3 (30). pp. 30-38.
8. Development of experimental and theoretical foundations of nonlinear geotomog-raphy. Part Two: Dynamic-kinematic characteristics of pendulum-type waves in stressed ge-
omedia and seismic emission processes / V. N. Oparin [et al.] // Mining information and Analytical Bulletin. 2019. No. 11. p. 5 - 26.
9. Baranov S.V., Shebalin P.N. On forecasting aftershock activity. 1 Adaptive estimates based on the laws of Omori and Gutenberg - Richter // Physics of the Earth. 2016. No. 3. pp. 82-101.
10. Baranov S.V., Shebalin P.N. On forecasting aftershock activity. 2 Assessment of the area of propagation of strong aftershocks // Physics of the Earth. 2017. No. 3. pp. 43-61.
11. Smirnov V. B., Ponomarev A.V. Physics of transient modes of seismicity. Moscow: RAS, 2020. 412 p.
12. Kocharyan G.G., Budkov A.M., Kishkina S.B. On initiation of tectonic earthquakes during underground mining of deposits // Physico-technical problems of mineral development. 2018. No. 4. pp. 34 - 43.
13. Utsu T., Ogata Yu., Matsuura R. The centenary of the Omori formula for the law of attenuation of aftershock activity // Journal of Physics of the Earth. 1995. Vol. 43. p. 1 -33.
УДК 622.83:550.3
ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ОЦЕНКЕ СОВРЕМЕННОЙ
ГЕОДИНАМИЧЕСКОЙ АКТИВНОСТИ ПРИ ПОМОЩИ МЕТОДИКИ СРЕДИННОГО ГРАДИЕНТА
Т.Ш. Далатказин, А.С. Ведерников, Д.В. Григорьев
Представлены результаты изучения возможности совместного применения одной из методик электроразведки и геодезического мониторинга для геодинамической оценки с поверхности напряженно-деформированного состояния массива. Современная геодинамическая активность опосредованно влияет на изменение значений кажущегося удельного электрического сопротивления массива, так как подвижки пород приводят к изменению объема заполненных водными растворами пор и трещин. Получаемые результаты являются предпосылкой для продолжения исследований по использованию электроразведочной методики срединного градиента в комплексе геодинамической диагностики.
Ключевые слова: массив горных пород, дизъюнктивные нарушения, современная геодинамическая активность, напряжённо-деформированное состояние, мониторинг, кажущееся удельное электрическое сопротивление, геофизика, электроразведка методом сопротивления, методика срединного градиента.
Как показывает практика и опыт, современная геодинамическая активность массива горных пород, его подвижность во времени является одной из значимых причин развития аварийных и катастрофических событий, возникающих на объектах недропользования [1, 2].
С целью заблаговременного определения рисков возникновения подобных нештатных событий, существует методика геодинамической диагностики массива - геодинамическое районирование - изыскания, нацеленные на выявление геодинамически активных зон, определение их
