УЧЁТ УГЛА ПАДЕНИЯ ПОРОД ПРИ МОДЕЛИРОВАНИИ ЧИСЛЕННЫМ МЕТОДОМ Текст научной статьи по специальности «Энергетика и рациональное природопользование»

УДК 622.831.312

УЧЁТ УГЛА ПАДЕНИЯ ПОРОД ПРИ МОДЕЛИРОВАНИИ ЧИСЛЕННЫМ МЕТОДОМ

Г.И. Соловьёв, В.Е. Нефёдов, Н.Н. Малышева

Рассматртвается численное моделирование арочной крепи АП3-11,2 из СВП-27 с замками и без замков, которую используют для поддержания выработки в условиях влияния очистных работ. Анализируется влияние угла падения пород на механизм разрушения пород вокруг подготовительной выработки.

Ключевые слова: угол падения пород, арочная крепь, замок податливости, An-sys, зазор, внедрение, контактное давление, сжимающее и растягивающее напряжение, объём разрушенных элементов.

Как правило, моделированию механизма разрушения массива пород вокруг подготовительной выработки численным методом предшествует моделирование с помощью эквивалентных материалов.

Сложность создания поворотного стенда, который бы позволил производить закатку слоев модели с учётом угла падения пород, приводит к тому, что при моделировании численным методом угол падения пород не учитывают [2 - 7].

В связи с этим целью настоящей работы явилось определение влияния угла падения пород на механизм разрушения массива вокруг подготовительной выработки при моделировании численным методом. В качестве программного продукта для решения инженерной задачи был выбран Ansys.

Объект исследования - модель арочной крепи АП3-11,2 из СВП-27 с замками и без замков, которую используют для поддержания выработки в условиях влияния очистных работ при углах падения пород, вмещающих подготовительную выработку а = 0 0, а = 12 0, а = 18 0.

Предмет исследования - особенности механизма разрушения массива вокруг подготовительной выработки, которые зависят от угла падения пород.

Задачи исследования:

- выбор горно-геологических и горнотехнических условий участка массива для моделирования;

- определение параметров механических свойств горных пород и охранных сооружений, необходимых для моделирования;

- определение размеров модели, а также нагрузки, заменяющей вес оставшихся до поверхности пород, необходимых для моделирования;

- создание моделей с учётом выбранных горно-геологических и горнотехнических условий с крепью с замками и без замков с таким сочетанием констант и опций, которое обеспечит сходимость решения;

- выбор значимых результатов, согласно принятому критерию;

- сравнение результатов, полученных для моделей без крепи, с крепью с замками, с крепью без замков при углах падения пород, вмещающих подготовительную выработку а = 0 0, а = 12 0, а = 18 0; и определение особенностей механизма разрушения массива вокруг подготовительной выработки, которые зависят от угла падения пород.

Для приближения результатов моделирования к реальным были приняты горно-геологические и горнотехнические условия 5 западного конвейерного штрека пл. т3 гор. 915 м. ПАО Ш/У «Донбасс» шахта «Щегловская-Глубокая», на котором были намечены дальнейшие шахтные испытания [4]. Породы вмещающие выработку: основная почва - песчаный сланец мощностью т = 25,31 м, прочностью на сжатие асж = 68 МПа, на растяжение ар = 15 МПа; непосредственная почва - песчаный сланец

мощностью т = 3,9 м, прочностью на сжатие асж = 65 МПа, на растяжение ар = 14,8 МПа; пласт - уголь мощностью т = 1,52 м, прочностью на

сжатие асж = 15 МПа, на растяжение ар = 1,5 МПа; непосредственная

кровля - глинистый сланец мощностью т = 13,28 м, прочностью на сжатие асж = 60 МПа, на растяжение ар = 10,41 МПа; основная кровля - песчаный сланец мощностью т = 19,35 м, прочностью на сжатие асж = 65 МПа, на растяжение ар = 14,8 МПа. Выработка проводилась за очистным забоем

и охранялась газобетонной стенкой шириной 2 м. Запасной выход из лавы шириной 1,2 м, примыкающий к выработке, закладывался породой [4].

Остальные параметры механических свойств горных пород (модуль упругости Е, МПа, коэффициент Пуассона ц, сцепление С, МПа, угол

3

внутреннего трения ф, о, угол дилатансии 5, о, плотность у, кг/м ) и охранных сооружений представлены в [4].

Размеры модели были приняты равными размерам стенда для моделирования с использованием песчано-парафино-канифолиевых смесей [4], чтобы в дальнейшем иметь возможность сравнить результаты моделирования численным методом и результаты моделирования с помощью эквивалентных материалов. Модель захватывала участок массива шириной 25 м, высотой 37 м и длиной 5 м.

Моделирование проводилось в три этапа. На первом этапе рассматривали три модели подготовительной выработки: без крепи, с крепью с замками АП3-11,2 [8], с крепью без замков с геометрическими размерами как у АП3-11,2 при угле падения пласта и пород а = 0 о; на втором этапе -при угле падения пласта и пород равном максимальному углу в данных горно-геологических условиях а = 12 о; на третьем - при угле падения пласта и пород равном максимальному углу для пологих пластов а = 18 о

(рис. 1). Крепи располагали с шагом 0,8 м. По длине модели при таком шаге помещались 6 крепей.

а б в

Рис. 1. Укрупненный вид модели (вертикальные смещения иУ на последнем подшаге нагрузки): а=0°: а - модель без крепи;

б - модель с крепью с замками;в - модель с крепью без замков; а=12°: г - модель без крепи; д - модель с крепью с замками; е - модель

с крепью без замков; а=18°: ж - модель без крепи; з - модель с крепью с замками; и - модель с крепью без замков

Сочетание параметров при создании контактных пар между крепью и массивом, при котором решение для крепи с замками сходилось, представлено в [1].

На верхнюю грань модели была приложена равномерно распределённая нагрузка, моделирующая вес оставшихся до поверхности пород —

Р = 24,769е6 Па.

Для описания результатов сравнительного анализа итогов, полученных при численном моделировании, были выбраны только те объёмы и

контактные пары, в которых разница между площадями под графиками одноименных параметров составила 20 % и более.

Результаты моделирования при а = 0 ° представлены в [1] (рис. 1 -

5).

Расчёт модели с крепью с замками при а = 12 ° сходился и позволял рассматривать механизм сдвижения пород вокруг выработке при полной

нагрузке (Р = 24,769е6 Па). При этой нагрузке крепь с замками также как и при а = 0 ° незначительно изменяла объём разрушенных от сжатия и от растяжения элементов во вмещающих выработку породах и в охранных сооружениях (рис. 2, а, 2, б).

а

б

бут. газ. ни над ни над нк над полоса стенка пластом выр-кой выр. пр-вом

в

нп под нп под выр. нк над нкнад нк над выр. выработкой пр-вом пластом выработкой пр-вом

25

* 15

Н 1Л

I»

нппод нп под выр. нкнад нкнад нкнад выр. выработкой пр-вом пластом выработкой пр-вом

Рис. 2. Объём разрушенных элементов: а=12°: а, б; а=18°: в, г; а, в - от сжатия; б, г - от растяжения; - без крепи; - с крепью с замками; - с крепью без замков

В отличие от а = 0 ° при а = 12 ° с первого подшага (Р = 24769 Па) осевая сила была положительна, график осевой силы и изгибающего момента был симметричен (рис. 5, а и 5, б). Бутовая полоса при а = 12 ° полностью разрушалась позже (Р = 4070290 Па) чем при а = 0 ° (Р = 3808729 Па) (рис. 3, а и 3, б). После этого симметрия на графиках осевой силы и изгибающего момента терялась (Р = 4225098 Па) (рис. 5, в и 5, г). Пласт, как и бутовая полоса, при а = 12 ° разрушался позже (Р = 5831118 Па) чем при а = 0 ° (Р = 5047179 Па) (рис. 3, а и 3, б). После чего значения осевой силы со стороны пласта становились отрицательны-

г

ми (Р = 5831118 Па) (рис. 5, д и 5, е). Затем начиналось движение верхняка по ножкам сначала со стороны выработанного пространства (Р = 6614809 Па) затем со стороны пласта (Р = 7398748 Па) (рис. 4, а). Коэффициент неравномерности равный отношению проскальзывания элементов в замке со стороны выработанного пространства к проскальзыванию элементов в замке со стороны пласта в рабочем режиме крепи с учётом того, что крепь получала дополнительный отпор со стороны вмещающих выработку пород находился в пределах кн = 1,18 ^ 1,31 (рис. 4, а). Такой же коэффициент неравномерности, связанный с неравномерностью давления на контакте «верхняк - ножка» находился в пределах кн = 0,51 -1,94 (рис. 4б).

а

1

п

1

б

без крепи

с крепью с замками с крепью без замков

без крепи

с крепью с замками с крепью без замков

без крепи

с крепью с замками с крепью без замков

Рис. 3. Ключевые моменты: а - а=0°, б - а=12°, в - а=18°; -100 % разрушение бутовой полосы; - несимметрия Гх и Му; -100 % разрушение пласта; - Гх<0 со стороны пласта; - Гх<0 со стороны выработанного пространства; - 8Мв>0 со стороны пласта; - 8Шв>0 со стороны выработанного пространства

в

Здесь коэффициент неравномерности кн < 1 указывал на то, что при а = 12 0 в отличие от а = 0 ° в ходе нагружения модели давление на контакте «верхняк - ножка» в замке со стороны выработанного пространства становилось меньше, чем давление в замке со стороны пласта. Значения осевой силы со стороны выработанного пространства становились отрицательными только на двадцать втором подшаге (Р = 9812636 Па) (рис. 5, ж

и 5, з). На конечном подшаге нагрузки графики осевой силы и изгибающего момента сохраняли относительную симметричность (рис. 5, и и 5, к).

Использование крепи с замками при а = 12 ° так же как и при а = 0 °:

- увеличивало внедрение между контактными элементами на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработкой»;

- увеличивало растягивающее напряжение в непосредственной почве под пластом и переносило его от контакта «основная почва - непосредственная почва» к контакту «непосредственная почва - пласт»;

- увеличивало сжимающее и растягивающее напряжение в непосредственной почве под выработкой.

а

б

3

10000000 г

10000000

20000000

30000000

10000000

20000000

30000000

Рис. 4. Графики зависимости от давления, прикладываемого к верхней грани модели P, Па: а, в - проскальзывания элементов в замке slide, м и коэффициента неравномерности проскальзывания кн; б, г - давления на контакте «верхняк - ножка» Pcont, Па и коэффициента неравномерности контактного давления кн; а=12°: а, б; а=18°: в, г; - замок со стороны пласта; ■ - замок со стороны выработанного пространства; - кн

Использование крепи с замками при а = 12 ° в отличие от а = 0 °:

- увеличивало зазор на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработанным пространством»;

- увеличивало сжимающее и растягивающее напряжение в непосредственной почве под выработанным пространством.

в

а

б

1_, м в

100000

Л

6 -4 ) 2 6

1000.

Л//1 ж

50000

I, м

и

и м

г

и м

е

I., м

з

-35000

1 -д000

5000 1X 1

Ь^ь -4 у -1 ^ ) 1у 4 Ь

--45000

Рис. 5. Осевая сила Ех, Н и изгибающий момент Му, Нм по длине элемента крепи Ь, м с замками при а=12°: а, б - Р=24769 Па; в, г - Р=4225098 Па; д, е - Р=5831213 Па; ж, з - Р=9812636 Па; и, к - Р=24769000 Па; - ножка, - верхняк, * - верхняк,

И - ножка

Использование крепи с замками только при а = 12 ° : - уменьшало растягивающее напряжение в основной почве;

д

к

- уменьшало количество разрушенных от сжатия контактных элементов на контакте «основная почва - непосредственная почва под пластом»;

- уменьшало внедрение между контактными элементами на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработанным пространством»;

- уменьшало растягивающее напряжение в непосредственной почве сразу под охранными сооружениями.

Расчёт модели с крепью без замков при а = 12 ° в отличие от а = 0 ° сходился при меньшей нагрузке Р = 7313790 Па и позволял рассматривать механизм сдвижения пород вокруг выработке при нагрузке 29,53 % от конечной, прикладываемой к верхней грани модели. К этому моменту также как и при а = 0 ° полностью разрушались две опоры возле выработки — бутовая полоса и пласт. При этой нагрузке крепь без замков незначительно изменяла объём разрушенных от сжатия и от растяжения элементов во вмещающих выработку породах и в охранных сооружениях (см. рис. 2, а и 2, б).

В отличие от крепи с замками также как и при а = 0 ° с первого подшага (Р = 24769 Па) осевая сила была отрицательна, график осевой силы и изгибающего момента был симметричен (рис. 6, а и 6, б). Бутовая полоса, как и при крепи с замками, полностью разрушалась при Р = 4070290 Па. Это происходило раньше, чем при а = 0 ° (Р = 5461317 Па) (см. рис. 3, а и 3, б). После этого симметрия на графиках осевой силы и изгибающего момента терялась ( Р = 4070290 Па ) (рис. 6, в и 6, г). Это происходило раньше, чем при крепи с замками (Р = 4225098 Па) и в случае а = 0 ° (Р = 5678003 Па). При этом осевая сила, в отличие от а = 0 °, становилась положительной. Бутовая полоса при а = 12 ° разрушалась раньше ( Р = 5618352 Па ), чем при крепи с замками ( Р = 5831118 Па ) и раньше, чем при а = 0 ° ( Р = 6707445 Па ) (рис. 3, а и 3, б). К конечному подшагу нагрузки осевая сила становилась отрицательной, графики осевой силы и изгибающего момента окончательно теряли свою симметричность (рис. 6, д и 6, е).

Использование крепи без замков при а = 12 ° так же, как и при крепи с замками:

- уменьшало растягивающее напряжение в основной почве;

- увеличивало внедрение между контактными элементами на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработкой»;

- увеличивало зазор на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработанным пространством»;

- уменьшало внедрение между контактными элементами на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработанным пространством»;

- увеличивало растягивающее напряжение в непосредственной почве под пластом и переносило его от контакта «основная почва - непосредственная почва» к контакту «непосредственная почва - пласт»;

- увеличивало сжимающее и растягивающее напряжение в непосредственной почве под выработкой;

- увеличивало сжимающее напряжение в непосредственной почве под выработанным пространством;

- уменьшало растягивающее напряжение в непосредственной почве сразу под охранными сооружениями.

а

б

6 -4 -2 0 -¡1 1 2 4 6

—г—

I, м в

6 -4 -2 1ииии 0 2 4 6 Ц АЛ д

6 -4 -зЛШь 12 4 6

-=2566000.

и «

г

-0500

'—^-Жспп

6 ^^^г 6

-4500

г

е

180000 ]

1

30000 I Г

Рис. 6. Осевая сила Гх, Н и изгибающий момент Му, Н-м по длине

элемента крепи Ь, м без замков при а=12°: а, б - Р=24769 Па; в, г - Р=4070292 Па;д, е -Р=7313773 Па; -1/2 крепи со стороны пласта, ■ - 1/2 крепи со стороны выработанного пространства

Использование крепи без замков только при а = 12 0 : - увеличивало контактное давление на контакте «основная почва непосредственная почва под выработанным пространством».

Расчёт модели с крепью с замками при а = 18 ° сходился и позволял рассматривать механизм сдвижения пород вокруг выработке при полной

нагрузке (Р = 24,769е6 Па). При этой нагрузке крепь с замками в отличие от а = 0 ° и а = 12 ° уменьшала объём разрушенных от сжатия элементов в газобетонной стенке (см. рис. 2, в, 2, г) и разрушенных от растяжения элементов в непосредственной почве под выработкой (рис. 2, в, 2, г).

Также как и при а = 12 ° с первого подшага (Р = 24769 Па) осевая сила была положительна, график осевой силы и изгибающего момента был симметричен (рис. 7, а и 7, б).

Бутовая полоса при а = 18 ° полностью разрушалась позже (Р = 5308740 Па), чем при а = 0 ° и при а = 12 ° (см. рис. 3, а, 3, б, 3, в). После этого, как и при а = 12 °, симметрия на графиках осевой силы и изгибающего момента терялась (Р = 5308740 Па) (рис. 7, в и 7, г). Пласт, как и бутовая полоса, при а = 18 ° разрушалась позже (Р = 6547190 Па), чем при а = 0 ° и а = 12 ° (см. рис. 3, а, 3, б, 3, в). После чего, как и при а = 12 °, значения осевой силы со стороны пласта становились отрицательными (Р = 6547190 Па) (рис. 7, д и 7, е). Затем, как и при а = 12 °, начиналось движение верхняка по ножкам сначала со стороны выработанного пространства (Р = 6547190 Па) потом со стороны пласта (Р = 7785640 Па) (см. рис. 4, в). Коэффициент неравномерности равный отношению проскальзывания элементов в замке со стороны выработанного пространства к проскальзыванию элементов в замке со стороны пласта в рабочем режиме крепи с учётом того, что крепь получала дополнительный отпор со стороны вмещающих выработку пород находился в пределах кн = 1,16 ^ 1,39 (см. рис. 4, в). Такой же коэффициент неравномерности связанный с неравномерностью давления на контакте «верхняк - ножка» находился в пределах кн = 0,64 ^ 1,98 (см. рис. 4, г). Здесь коэффициент неравномерности кн < 1, как и при а = 12 °, указывал на то, что в ходе нагружения модели давления на контакте «верхняк - ножка» в замке со стороны выработанного пространства становился меньше, чем давление в замке со стороны пласта. Значения осевой силы со стороны выработанного пространства, в отличие от а = 12 °, становились отрицательными одновременно с движением верхняка по ножке со стороны пласта (Р = 7785640 Па) (см. рис. 7, ж и 7, з). На конечном подшаге нагрузки, в отличие от а = 12 °, графики осевой силы и изгибающего момента окончательно теряли свою симметричность (рис. 7, и и 7, к).

Использование крепи с замками при а = 18 ° так же, как и при а = 0 ° и при а = 12 ° :

- увеличивало внедрение между контактными элементами на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработкой»;

- увеличивало растягивающее напряжение в непосредственной почве под пластом и переносило его от контакта «основная почва - непосредственная почва» к почве выработки;

- увеличивало сжимающее и растягивающее напряжение в непосредственной почве под выработкой.

Использование крепи с замками при а = 18 ° в отличие от а = 0 ° и а = 12 °:

- переносило зазор на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработанным пространством» от стенки выработки со стороны охранного сооружения к правой боковой границе модели со стороны выработанного пространства.

Расчёт модели с крепью без замков при а = 18 ° в отличие от а = 0 ° и а = 12 ° сходился при большей нагрузке Р = 15200240 Па и позволял рассматривать механизм сдвижения пород вокруг выработке при нагрузке 61,37 % от конечной, прикладываемой к верхней грани модели. К этому моменту также как и при а = 0 ° и при а = 12 ° полностью разрушались две опоры возле выработки — бутовая полоса и пласт. При этой нагрузке крепь без замков в отличие от а = 0 ° и а = 12 ° уменьшала объём разрушенных от сжатия элементов в непосредственной кровле над пластом.

В отличие от крепи с замками, также как и при а = 0 ° и при а = 12 °, с первого подшага (Р = 24769 Па) осевая сила был отрицательна, график осевой силы и изгибающего момента был симметричен (рис. 8, а и 8, б). Бутовая полоса, в отличие от крепи с замками, полностью разрушалась раньше при Р = 4379902 Па. Это происходило раньше, чем при а = 0 °, но позже чем при а = 12 °. В отличие от а = 0 ° и а = 12 ° симметрия на графиках осевой силы и изгибающего момента терялась еще до разрушения бутовой полосы (Р = 4070292 Па) (рис. 8, в и 8, г). Это происходило раньше, чем при крепи с замками (Р = 5308740 Па), также как и при а = 12 ° (Р = 4070292 Па), но раньше, чем при а = 0 ° (Р = 5678003 Па). При этом осевая сила, как и при а = 12 °, становилась положительной. Бутовая полоса разрушалась раньше (Р = 4379902 Па), чем при крепи с замками (Р = 5308740 Па), позже, чем при а = 12 ° (Р = 4070290 Па), но раньше, чем при а = 0 ° (Р = 5461317 Па) (см. рис. 3а, 3б, 3в). К конечному подшагу нагрузки осевая сила становилась отрицательной, графики осевой силы и изгибающего момента окончательно теряли свою симметричность (рис. 8, д и 8, е).

а

б

-20—

6 -4 -2 -5т- ) 2 4 6

—зюоо

_ гЛ -"-"-"-'

1 1_г-"' Лж .у

6 -4

--35000

I, м

и

91 лкю

1

4

-70000

А

з

гдод

-4 < ) 4 6

--55000

Рис. 7. Осевая сила Гх, Н и изгибающий момент Му, Нм по длине элемента крепи Ь, м с замками при а=18°: а, б - Р=24769 Па; в, г - Р=5308742 Па; д, е - Р=6547192 Па; ж, з - Р=7785642 Па; и, к - Р=24769000 Па; - ножка; ■ - верхняк; * - верхняк,

и - ножка

в

д

е

к

Использование крепи без замков при а = 18 0 также как и при крепи с замками:

- увеличивало зазор на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработанным пространством» и переносило от стенки выработки со стороны охранного сооружения к правой боковой границе модели со стороны выработанного пространства;

- увеличивало внедрение между контактными элементами на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработкой»;

- увеличивало растягивающее напряжение в непосредственной почве под пластом и переносило его от контакта «основная почва - непосредственная почва» к почве выработки;

увеличивало сжимающее и растягивающее напряжение в непосредственной почве под выработкой.

а

б

в -А -7 ) 7 4 6

-2т-

-130000

| 1

10000^

к _л -2 -10000 2 4 6

Ц и

д

-6500

6 ХМ ~2\£*1500 1 2 6

-3500

м

е

Рис. 8. Осевая сила Гх, Н и изгибающий момент Му, Нм по длине элемента крепи Ь, м без замков при а=18°: а, б - Р=24769 Па; в, г - Р=4070292 Па;д, е - Р=15200276 Па; -1/2 крепи со стороны пласта; ■ - 1/2 крепи со стороны выработанного пространства

Использование крепи без замков при а = 18 о, как и при а = 0 отличие от крепи с замками:

в

в

о

- увеличивало контактное давление на контакте «основная почва -непосредственная почва под выработанным пространством».

Таким образом, вне зависимости от угла падения пород любая

крепь:

- увеличивает растягивающее напряжение в непосредственной почве под пластом и переносит его от контакта «основная почва - непосредственная почва» к контакту «непосредственная почва - пласт»;

- увеличивает растягивающее и сжимающее напряжение в непосредственной почве под выработкой, а также увеличивает внедрение между контактными элементами на контакте «основная почва - непосредственная почва под выработкой».

Вне зависимости от угла падения пород расчёт модели с крепью без замков прекращается до того, как полностью реализуется вся нагрузка от веса оставшихся до поверхности пород, приложенная к верхней грани модели.

В зависимости от угла падения пород выявлены следующие особенности механизма разрушения массива вокруг подготовительной выработки:

- в основном только при а = 0 0 происходят изменения в механизме разрушения пласта и охранных сооружений, а также в непосредственной и основной кровле;

- только при а = 12 о крепь пытается сохранить симметричность смещения своих элементов;

- только при а = 18 о крепью с замками удается уменьшить количество разрушенных от растяжения элементов в непосредственной почве под выработкой, а также уменьшить количество разрушенных от сжатия элементов в газобетонной стенке; а крепью без замков - уменьшить количество разрушенных от сжатия элементов в непосредственной кровле над пластом.

Поэтому при проектировании средств крепления и охранных сооружений даже в границах пологого пласта необходимо по возможности учитывать угол падения пород, чтобы не потерять эти особенности механизма разрушения.

Список литературы

1. Соловьёв Г.И., Нефёдов В.Е., Малышева Н.Н. Роль крепи в поддержании подготовительной выработки // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. 2022. Вып. 2. С. 144-157.

2. Гоголин В.А., Ермакова И.А. Прочностное состояние элементов арочных крепей на больших глубинах // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. 2013. № 3. С. 103-109.

3. Обоснование применения арочной крепи с профилем ШП на шахтах Кузбасса / Д.Н. Макшанкин, А.В. Ремезов, В.А. Гоголин, И.А. Ермакова // Вестник Кузбасского государственного технического университета. Кемерово: ФГБОУ ВО «КузГТУ», 2011. С. 51-53.

4. Обоснование параметров конструкции охранного сооружения в подготовительных выработках: дис. ... канд. техн. Наук. Донецк, 2021. 261 с.

5. Шашенко А.Н., Хозяйкина Н.В., Смирнов А.В. Обоснование необходимой ширины охранного устройства при повторном использовании подготовительных выработок в угольных шахтах // Горный информационно-аналитический бюллетень. М.: Горная книга, 2017. № 6. С. 235-243.

6. Смирнов А.В., Аверин А.П. Обеспечение устойчивости подготовительных выработок в сложных горно-геологических условиях // Горный информационно-аналитический бюллетень. М.: Горная книга, 2017. № 12. С. 28-36.

7. Игнатьев С.А., Судариков А.Е., Имашев А.Ж. Современные математические методы прогноза условий поддержания и крепления горных выработок // Записки Горного института. Санкт-Петербург: Санкт-Петербургский горный университет. 2019. Т. 238. С. 371-375.

8. Петренко Ю.А., Резник А.В., Нефёдов В.Е. Численное моделирование арочной крепи в условиях её симметричного нагружения // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. 2021. №1. С. 246-260.

Соловьёв Геннадий Иванович, канд. техн. наук, доц., rpm@mine.donntu.org, ДНР, Донецк, ГОУВПО «ДОННТУ»,

Нефёдов Валентин Евгеньевич, ассист., nefedov.v_76@mail.ru, ДНР, Донецк, ГОУ ВПО «ДОННТУ»,

Малышева Наталья Николаевна, канд. техн. наук, доц., malysheva_natala@mail.ru, ДНР, Донецк, ГОУ ВПО «ДОННТУ»

CONSIDERATION OF ROCKS DIP ANGLE IN SIMULATION BY NUMERICAL METHOD

G.I. Solovyov, V.E. Nefedov, N.N. Malysheva

The work is devoted to the numerical modeling of the arch support AP3-11,2 from SVP-27 with locks and without locks, which is used to supporting the roadway under the influence of mining operations. The influence of the angle of incidence of rocks on the mechanism of destruction of rocks around the preparatory roadway is considered.

Key words: rock dip angle, arch support, compliance lock, Ansys, gap, penetration, contact pressure, compressive and tensile stress, volume of destroyed elements.

Solovyov Gennady Ivanovich, candidate of technical sciences, docent, rpm@mine.donntu.org, DNR, Donetsk, GO VPO "DONNTU",

Nefedov Valentin Evgenievich, assistant, nefedov.v_76@mail.ru, DNR, Donetsk, GO VPO "DONNTU"

Malysheva Natalia Nikolaevna, candidate of technical sciences, docent, malyshe-va_natala@mail.ru , DNR, Donetsk, GO VPO "DONNTU"

Reference

1. Soloviev G.I., Nefedov V.E., Malysheva N.N. The role of the support in maintaining the preparatory development // Izvestiya Tula State University. Earth sciences. 2022. Issue. 2. pp. 144-157.

2. Gogolin V.A., Ermakova I.A. The strength state of the elements of arch supports at great depths // Izvestiya Tula State University. Earth sciences. 2013. No. 3. p. 103 109.

3. Justification of the use of arched support with a profile of the SHP in the mines of Kuzbass / D.N. Makshankin, A.V. Remezov, V.A. Gogolin, I.A. Ermakova // Bulletin of the Kuzbass State Technical University. Kemerovo: FGBOU VO KuzSTU, 2011. p. 51 53.

4. Substantiation of the parameters of the design of the security structure in the preparatory workings: diss. ... Candidate of Technical Sciences: GOU VPO "DONNTU". Donetsk, 2021. 261 p.

5. Shashenko A.N., Khoziadkina N.V., Smirnov A.V. Justification of the necessary width of the security device when reusing preparatory workings in coal mines // Mining information and analytical bulletin. Moscow: "Mining Book", 2017. No. 6. pp. 235 243.

6. Smirnov A.V., Averin A.P. Ensuring the stability of preparatory workings in difficult mining and geological conditions // Mining information and analytical Bulletin. Moscow: "Mountain Book", 2017. No. 12. p. 28 36.

7. Ignatiev S.A., Sudarikov A.E., Imashev A.J. Modern mathematical methods of forecasting conditions for maintaining and fixing mining workings // Notes of the Mining Institute. Saint Petersburg: Saint Petersburg Mining University. 2019. Vol. 238. P. 371 375.

8. Petrenko Yu.A., Reznik A.V., Nefedov V.E. Numerical modeling of arch support under conditions of its symmetric loading // Proceedings of Tula State University. Earth sciences. 2021. No. 1. p. 246 260.