CC BY
28
УДК 622.831.32
B. Г. Казанцев
Бийский технологический институт
C.С. Золотых
ООО «Геолого-промысловая компания» А.Н. Кнышенко
ОАО «Шахта Первомайская»
Влияние дезинтеграции угольного пласта на естественную дегазацию и выбросоопасность угольного массива
Изложены аспекты и подходы к анализу естественной дегазации углепородного массива у обнажений при совместном действии пластового давления вмещающих пород и фильтрации газа.
Предложенная методика кинетики накопления повреждений в массиве угля на фоне пластового давления газа, учитывающая реальные механические и фильтрационные свойства угля, позволит на качественном и количественном уровне, наряду с имеющимися руководящими материалами, составить основу для объективного анализа механического состояния массива у обнажений, предложить рациональные варианты ведения очистных работ, уменьшить психологическую нагрузку при принятии решений
Применение новых технологий и интенсификация угледобычи увеличивают значимость работ по созданию новых методов и совершенствованию известных подходов к прогнозу и установлению выбросоопасных зон в подготовительных выработках и очистных забоях. К числу наиболее часто используемых методов прогноза выбросов угля и газа относятся: оценка параметров динамики изменения концентрации метана в нисходящих струях; сравнение параметров газовыделения при отбойке угля с параметрами, характеризующими собственно внезапные выбросы; прогноз вы-бросоопасности по оценке эффективной газоносности пласта и ряд других методик.
Вместе с тем существенная изменчивость физико-механических свойств и механических состояний угольных пластов, даже в пределах одного и того же бассейна, различия в технологических способах угледобычи привносят ряд принципиальных затруднений в оценку природной газоносности пласта по эмпирическим зависимостям, полученным в результате многочисленных экспериментов на конкретной шахте, то есть при других условиях состояния массива.
Поэтому для объективного анализа динамики поступления метана в призабойное пространство далеко не в последнюю очередь необходимо хотя бы на качественном уровне иметь представления о влиянии гравитационного давления на механические структурные изменения уг-
лепородного массива и его влияние на газодинамическое состояние в окрестности выработки или у очистного забоя.
В этой связи особое внимание привлекает гипотеза о состоянии углеметановых сред, которые находятся в состоянии углегазового раствора [1]. В соответствии с этой гипотезой метаносо-держание является следствием давления не только газа, находящегося в свободном состоянии, но зависит также от давления вмещающих пород на угольный пласт.
Опираясь на эту гипотезу, появляется возможность провести корректировку существующих эмпирических зависимостей, созданных для оценки природной газоносности пласта с учетом газовых кинетических свойств и уровня гравитационного давления на пласт в зоне активного ведения горных работ и их обобщение для различных месторождений.
В этой связи рассмотрим модель, учитывающую физику взаимосвязи естественной дегазации угольного массива с уровнем гравитационного давления на угольный пласт в их неразрывном единстве.
Вначале обратим внимание на фильтрационные свойства угля, изменяющиеся по мере механических структурных изменений массива вследствие его активной дезинтеграции в прикон-турных зонах обнажений.
Фильтрационные характеристики угля и вмещающих пород имеют широкий разброс, многофакторную зависимость. На числовые значения фильтрационных характеристик влияет возраст, текстурные особенности и строение пласта, наличие начальных несовершенств и нарушений, физико-механические и физико-технические свойства угля, агрессивность физико-химических процессов, наличие тектонических процессов в земной коре и их активность, а также другие факторы, предопределяющие развитие эндогенных дефектов, проявляющихся в виде различной ориентации систем трещин - хаотической, коллинеарной, периодической, циклической и т.д. В горном массиве авторы работы [2] выделяют десятиуровневую кластерную иерархию кинетики случайных процессов трещинообразования - «размножения-гибели» трещин.
Для описания состояния массива становится очевидным необходимость учета изменений фильтрационных характеристик пород, вызванных накоплением повреждений как при ведении горных работ, так и в период длительной эксплуатации горных выработок.
Одним из наиболее информативных параметров, характеризующих фильтрационные процессы в углепородном массиве, является коэффициент пьезопроводности, объединяющий в себе свойства упругоемкости горных пород, упругой водо- и газоотдачи, проводимости пласта, служащий показателем скорости изменения напора и представляющий собой один из основных показателей физико-механических характеристик материала.
На основании анализа многочисленных экспериментальных данных [4]-[8] о закономерностях фильтрации жидкости и газа в массивах, пронизанных квазиизотропным трещинно-пористым коллектором с хаотическим распределением трещин, можно установить, по крайней мере, два диапазона изменения фильтрационных характеристик. На начальных стадиях деформирования массива (первые часы после проходки), когда происходит раскрытие пор и трещин, возникают и суммируются новые повреждения, коэффициент пьезопроводности увеличивается. С течением времени при возникновении заключительной стадии разрушения массива, чему соответствуют запредельные участки диаграммы деформирования, когда уголь становится смятым в пределах фронта разрушения, его проницаемость резко снижается.
В условиях физики сопротивления угольного массива непрерывному разрушению в качестве аппроксимации изменения фильтрационных характеристик в зависимости от стадии его дезинтеграции к использованию предлагается выражение для коэффициента пьезопроводности, поставленного в соответствие с уровнем текущей поврежденности горных пород:
ау = [с•£ + а ]• ехр[-Ь•£],
(1)
где = (1-у), 0 < у < 1 (у =0 - материал поврежден; у = 1 - поврежденность отсутствует) - коэффициент поврежденности массива, в трактовке Качанова Л.М. [9] представляет собой параметр
так называемых рассеянных повреждений - дефектов в виде трещин или раковин, малых по раз*
меру и встречающихся во множестве в единице объема материала; а - коэффициент пьезопроводности материала в исходном состоянии (у = 1); с, Ь - константы, определяемые экспериментально.
Обработка результатов испытаний, по данным работ [4]-[8], для угля, имеющего среднюю начальную трещиноватость, приводит к следующим значениям параметров для соотношения (1): а* = 0,075 м2/с; с = 0,075; Ь = 4,97.
С учетом этих данных характер изменения коэффициента пьезопроводности в зависимости от уровня поврежденности массива, воспроизводящийся соотношением (1), показан на рисунке 1.
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0
Рисунок 1 - Изменение пьезопроводности массива угля в зависимости от уровня его поврежденности (^ = 1 - массив поврежден)
Из рисунка 1 следует, что возможно значимое раскрытие пор и трещин при деформировании углепородного массива, что может привести к увеличению (на порядок) его фильтрационных свойств по сравнению с их исходными значениями. В этой связи при решении задач о совместном действии фильтрационной и гравитационной нагрузок в качестве определяющего соотношения для фильтрации примем соотношение нелинейного режима:
V = -(а + bp) (2)
¿Ц
где Vi - скорость фильтрации в проекциях на оси координат xj.
Из соображений размерности, учитывая механические свойства межпорового пространства, для коэффициентов закона (2) примем:
, к 1 к
Ь = -—, а = -, (3)
Ц Е V Ц
где Е- объемный модуль растяжения - сжатия массива без газа; к - коэффициент фильтрации; ц - коэффициент гравитационной водо- и газоотдачи.
Из (2) и (3) следует, что для жесткого режима фильтрации (не деформируемый массив,
Р
Е V
^ 0) давление газа не приведет к раскрытию пор за счет деформирования пород и движе-
ние газа будет описываться линейным образом - законом Дарси. С другой стороны, можно указать диапазон изменения объемного модуля упругости углепородного массива, когда первый и второй члены уравнения (2) будут сопоставимы и фильтрация газа будет осуществляться в области перехода от линейного закона к нелинейному.
Несложно показать, используя в уравнении неразрывности вместо закона Дарси функциональную связь (2), что уравнение нелинейно-упругого режима фильтрации может быть записано в виде:
д гл п Р ^ др. д п (Л р , др. д п Г1 р , др. _ * др
— (М1 + Е->дХ) + (кУ{1 + Е"}ду) + Е(к^{1 + тп + ° = л 1Т' (4)
дх EV дх ду ^ EV ду дг EV дг д
*
где П - коэффициент упругоемкости горной породы.
Нелинейное уравнение (4) решается численно с использованием подходящего метода его предварительной линеаризации, например по Багрову-Виригину, по Буссинеску либо другим способом.
В работе [2] для прямого решения нелинейной задачи фильтрации используется метод конечных элементов. При этом исходная нелинейная задача сводится к последовательному набору решений линейных задач фильтрации. С этой целью вводится некоторый эффективный коэффициент проводимости:
Т = кх{1 + Е^}, (5)
постоянный в пределах каждого из конечных элементов, но различный для различных конечных элементов.
Вследствие дезинтеграции массива угля объемный модуль ЕV изменяется и может быть
уточнен на каждой итерации решения нелинейной задачи через секущий модуль упругости и коэффициент поперечной деформации по диаграмме деформирования:
*
Е
Е V =--, (6)
3(1^ )
где Е , V - секущий модуль упругости и коэффициент поперечной деформации дезинтегрированного конгломерата угольного пласта, соответственно.
В связи с тем, что при увеличении дезинтеграции модуль Е непрерывно уменьшается, соответственно проводимость Т непрерывно нарастает, и это противоречит физике фильтрации газа.
— *
Проводимость Т , также как и пьезопроводность а у, должна иметь прямую зависимость
от уровня поврежденности угольного пласта: вначале, когда происходит раскрытие пор и трещин, -увеличиваться, а при смятии угля - резко снижаться.
Последнее дает основание полагать, что определяющее соотношение связи поврежденно-сти и проводимости должно быть по форме схожим с законом (1), т.е.:
Т (у) = [а • (1 -у) + Ь] • ехр{-с • (1 - у)}, (7)
где а, Ь, с - постоянные материала.
Из (7) следует, что коэффициент Ь соответствует проводимости исходного, неповрежденного массива (у = 1) угля. Скоростью снижения проводимости массива управляет коэффициент с.
Таким образом, для прогноза реальной картины фильтрации газа, особенно в приконтур-ных частях выработок, необходимо рассматривать двуединую задачу - задачу фильтрации газа и задачу накопления повреждений в углепородном массиве из-за перераспределения его напряженно-деформированного состояния как следствие результата воздействия на угольный массив давления вмещающих пород.
Поскольку из шахтных наблюдений известно, что процесс разрушения массива развивается во времени, то для оценки прочности и устойчивости горных выработок оказывается важным построить модели, позволяющие прогнозировать сами процессы разрушения, - развитие фронта разрушения.
Журков С.Н. в основу временной зависимости прочности
= А • ехр(-п • а),
где 1 - время до разрушения; А, п - постоянные материала, определяемые из опыта; а - приложенное напряжение, положил установленное ранее Аррениусом соотношение, полученное им при исследованиях процесса инверсии сахарозы. Как стало известно из последующих экспериментальных исследований, соотношение Аррениуса отражает общность кинетических процессов для различных материалов из-за подобия механизма скачкообразного перехода групп атомов из одного равновесного состояния в другое. Именно эта общность кинетических процессов и позволяет предположить дискретность процесса разрушения углепородного массива и рассмотреть пошаговую процедуру решения задачи о разрушении массива горных пород (МГП). Уверенность в такого рода предположениях подкрепляется прямыми экспериментальными данными различных авторов, из которых следует, что процессы, происходящие при разрушении углепородного массива в условиях сжатия, из-за развития трещиноподобных дефектов остаются подобными для различных горных пород [9].
Механизм образования и развития трещин в МГП - фундаментальная проблема геомеханики, нуждающаяся в дальнейших исследованиях.
Вместе с тем, вслед за Качановым Л.М. [10] остановимся на рассмотрении накопления так называемых рассеянных повреждений. Будем полагать, что разрушение элемента шахтного поля носит очаговый характер. Первый очаг разрушения возникает в зоне повышенного горного давления (ПГД), в зоне концентрации напряжений, где накопление повреждений идет с наибольшей интенсивностью. При этом границы очага разрушения образуют фронт разрушения, который может развиваться или останавливаться в соответствии с перераспределением напряжений во времени. Такая схема разрушения допускает одновременное или последовательное возникновение нескольких очагов нарушенности в МГП.
Как предлагается в работе [10], кинетическое уравнение поврежденности представим в виде функциональной зависимости скорости роста повреждений от некоторого эффективного (эквивалентного) напряжения, действующего в МГП:
д у
В связи с тем, что для описания деформирования произвольного физически нелинейно-упругого тела используются соотношения деформационной теории пластичности, а решение сколько-нибудь сложной кинетической задачи немыслимо без использования опытных диаграмм деформирования материала, представляется естественным использование в качестве эквивалентных напряжений величины интенсивности напряжений.
Как известно, вид диаграммы деформирования зависит от комбинации главных напряжений [11], и, как показано в работе [12], на степень разрыхления материала оказывает заметное влияние среднее давление, функция которого может входить прямым сомножителем в кинетическое уравнение.
Поэтому, выбирая конкретное представление функции Б для соотношения (8), в выражение для скорости роста поврежденности введем некоторую функцию Б - функцию влияния на степень разрыхления материала:
ду = -А. £и)П . 3(^кк). (9)
д у сти
Функция Б представляется зависимостью, которая согласуется с экспериментально проверенной при кратковременных нагружениях эмпирической формулой Трунина И.И. [13] для эквивалентных напряжений:
^кк) = ехр[(1- • к • п],
(10)
где аи =
3
— В;; • Б;;
У
\1/2
2 'У Ч
интенсивность напряжений; Б;; = ---5;; •СТкк- компоненты
1
тензора девиатора напрей; 3а*- среднее напряге; А к п - постоянные. определяе-
мые из испытаний на длительную прочность; параметр п характеризует интенсивность образования рассеянных дефектов (трещинообразование).
Функция Б корректирует отклонение скорости накопления повреждений при многоосном напряженном состоянии массива от скорости роста поврежденности при одноосном растяжении-сжатии [14]. Кроме того, из (10) следует, что при всестороннем растяжении-сжатии накопление повреждений с течением времени не происходит, как это имеет место в действительности.
Методика решения краевой задачи о напряженно-деформированном состоянии (НДС) массива горных пород с учетом фильтрационных деформаций (фильтрации газа) заключается в рассмотрении МГП как единого механизма единой механической системы [14]. Решение задач осуществляется при помощи метода конечных элементов (МКЭ), который до сих пор остается одной из эффективных процедур как для решения задач теории поля, определения НДС МГП сложного строения, так и для решения двуединой задачи фильтрации и прочности углепородного массива. При этом решение задачи распадается на ряд этапов. На первом этапе решается задача нестационарной фильтрации. Решение задачи осуществляется минимизацией функционала энергии фильтрации газа. Важные свойства конечного элемента позволяют рассматривать диффузионные и фильтрационные характеристики МГП по каждому из конечных элементов, учитывая, таким образом, любые геометрические и физические неоднородные свойства угля и вмещающих пород. Для осуществления аппроксимации решения во времени используется разностная схема Кранка-Николсона. Для достижения устойчивости и сходимости решения, а также для обеспечения точности численных расчетов в конечно-разностных аналогах дифференциальных уравнений теории поля шаг по времени выбирается на основе сеточного критерия Фурье.
На втором этапе вызывается процедура решения задачи по определению НДС от действия гравитационных сил. При этом считается, что вектор начальных деформаций, обусловленный действием внутрипорового давления, определен из решения задачи фильтрации. Таким образом, на этом этапе решения задачи определяются суммарные поля НДС массива в первом приближении.
Процедура решения задачи о накоплении повреждений с использованием МКЭ состоит в следующем. В начальный момент времени (10 = 0) полагается, что в МГП у выработок имеет место начальная, среднеинтегральная пластовая поврежденность угля. Для начальной поврежденности принимается у = 1. Далее, в результате расчета НДС в соответствии с максимальной величиной эквивалентного напряжения, реализующегося в одном или группе конечных элементов объема МГП, по кинетическому уравнению поврежденности (9) и данным длительной прочности материала пород рассчитывается первый временной шаг до разрушения этого элемента объема. Указанный объем массива в дальнейшем полагается разрушенным до некоторого уровня остаточной прочности (скачкообразный переход к постдинамическому состоянию равновесия). В связи с тем, что в момент разрушения постулируется скачкообразный переход к остаточной прочности, модуль материала конечного элемента заменяется на модуль деформации, соответствующий секущему модулю, исходя из уровня остаточных напряжений на диаграмме деформирования. Во всех других конечных элементах, на которые дискретизирована расчетная схема, и для каждого из них на данный расчетный момент времени находится поврежденность в зависимости от уровня действующих в них эквивалентных напряжений. Для каждого последующего шага по времени эта поврежденность накапливается.
В результате локального разрушения массива образуется фронт разрушения, который очерчивает массив с пониженными механическими и изменившимися фильтрационными характеристиками материала. В этой связи на втором и последующих этапах расчету подвергается не исходный, а вновь полученный конструктивный элемент шахтного поля, имеющий неоднородности -очаги нарушенности угля и/или вмещающих пород, а также изменившиеся фильтрационные характеристики. Эволюция расчетной схемы по параметрам упругости завершается, когда исчерпывается наперед заданное итоговое расчетное время или когда в силу релаксации и перераспределения НДС прекращается рост накопления повреждений.
На втором этапе решения задачи по известным компонентам НДС, по известной повреж-денности уточняются коэффициенты упругоемкости, пьезопроводности, проводимости пород первого приближения по зависимостям (1), (7) или, например, при помощи диаграмм, построенных на базе компрессионных и декомпрессионных кривых массива пород [13], или из других соображений. Затем вновь решается задача фильтрации газа для неоднородного массива, находится поле скоростей фильтрующегося газа и поровое давление. Действие внутрипорового газостатического давления образует некоторый вектор деформаций, который учитывается при расчете НДС углепород-ного массива как некоторый вектор начальных возмущений. При необходимости процедура решения задачи повторяется для следующего временного интервала, если это требуется для учета временного фактора при определении параметров фильтрации, деформирования массива или кинетики его разрушения.
С целью установления механизмов изменения состояния краевых частей угольного пласта при одновременном действии в МГП сил гравитации и давления фильтрующегося газа рассмотрим на качественном уровне механические процессы, происходящие у очистного забоя. Расчетная схема, силовые и кинематические условия задачи показаны в виде фрагмента на рисунке 2 - вертикальное сечение средней части лавы сложного строения мощностью т для глубины разработки Н = 220 м, в границах 12*25 м.
Рисунок 2 - Расчетная схема к задаче о совместном действии силовой и фильтрационной нагрузок на угольный пласт у очистного забоя мощностью т (1- песчаник мощностью 2,0 м с модулем упругости Е = 105 МПа, крепостью { = 7 по Протодьяконову; 2 - алевролит мощностью 1,5 м с модулем упругости Е = 5104 МПа, крепостью { = 5,5; 3 - пачка угля мощностью 1,5 м с модулем упругости Е = 104 МПа, крепостью Г=0,8; 4 - пачка угля мощностью 3 м с модулем упругости Е = 5103 МПа, крепостью ? = 0,7)
Заметим, что аналогичные расчетные схемы, как основные, нашли свое обоснование при моделировании НДС краевых частей углепородных массивов, в том числе находящихся под угрозой горных ударов и выбросов [3], [15].
Задачу о состоянии массива будем решать в линейно-упругой постановке для условий плоского деформированного состояния углепородного массива и профильной фильтрации газа.
Условие длительной прочности угольного пласта опишем зависимостью:
а = А •! где А = 8,0 МПа и ё = 0,1 - константы длительной прочности пачки угля мощностью т3 (рисунок 2); А = 7,0 МПа и ё = 0,1 - константы пачки угля мощностью т4; а,Т -
эквивалентные напряжения и текущее время, соответственно.
Для определенности будем полагать, что вмещающие породы повреждения накапливают с интенсивностью много меньшей, чем угольный пласт и поэтому не учитываются.
Пусть начальное избыточное поровое давление газа в массиве соответствует значению: Р0 = 5,0 МПа для момента времени т = 0. На свободной поверхности избыточное давление Р = 0,0. Те части границ расчетной схемы, где заданы силовые и кинематические граничные условия, будем полагать закрытыми, т.е. ЭР/дп = 0,0 .
Вначале оценим состояние угля у обнажения для дегазированного массива, т.е. при
Р0 = 0,0.
Одна из таких оценок следует из анализа рисунка 3, где показаны результаты расчетов накопления повреждений, характеризующие на качественном уровне изменение механического состояния пласта угля сложного строения у очистного забоя с течением времени.
Как и следует ожидать, разрушение пласта начинается в его угловых зонах. В последующем накопление повреждений в объеме массива приводит к образованию хаотических трещин, которые, соединяясь, образуют структуру наведенной трещиноватости в границах фронта разрушения.
Процесс деформирования во времени рассматриваемого пласта приводит в итоге к образованию и взаимодействию пяти фронтов разрушения. Причем число фронтов разрушения и особенности их развития зависят от строения пласта.
Рисунок 3 - Изолинии развития повреждений в угольном массиве сложного строения, начиная с момента остановки очистного забоя
Для сопоставления характера разрушения призабойной зоны массива в зависимости от строения пласта на рисунке 4 показан результат расчета накопления повреждений в однородной по мощности структуре угля. При расчетах в качестве механических характеристик использовались средневзвешенные значения, т.е. в пределах мощности пласта т = 5 м, { = 0,75, А = 7,5, п = 0,1, Е = 7,5103 МПа.
Как для пласта сложного строения, так и для пласта однородного по мощности разрушение угля и траектория движения фронта разрушения следует из геометрического по форме несовершенства рассматриваемого конструктивного элемента, различия механических свойств пачек угля в пределах мощности пласта. По сути, локальное разрушение массива можно трактовать как естественное приведение нагруженных зон в состояние конструктивной равнопрочности. Из рисунков 3 и 4 следует, что состояние равнопрочности достигается по истечении некоторого времени, когда произойдет соединение, слияние образовавшихся доминирующих фронтов разрушения в единый фронт - единую систему строго ориентированных трещин и трещиноподобных дефектов. После этого события наступает пауза стабильно-устойчивого равновесия. Расчеты показывают, что для стабильно-устойчивого состояния характерно дальнейшее незначительное развитие фронта разрушения во времени, причем одномоментно, по всей его границе.
Рисунок 4 - Изолинии развития повреждений однородного по мощности пласта
Этап стабильно-устойчивого равновесия может быть прерван в результате возобновления горных работ или при внешнем естественно-природном увеличении геостатических нагрузок.
Изменение состояния лавы приводит к изменению характера распределения опорного давления и, как следствие, к изменению напряженного состояния углепородного массива у очистного забоя. На рисунке 5 показаны изолинии равных вертикальных напряжений в различные моменты времени формирования и движения фронтов разрушения.
Более детальный характер развития фронта разрушения во времени показан на рисунке 6 в терминах изменения скорости освобождения энергии при разрушении однородного пласта у обнажения. Величина скорости освобождения энергии О рассчитывалась из выражения:
ОС + у) = [Е(1) - Е(1 + М)]/^ + М) - Бф],
где 1; - некоторое расчетное время; Д1 - приращение, численно равное одному шагу увеличения времени в задаче о накоплении повреждений; Е(1) - величина потенциальной энергии деформации углепородного массива; Б(1) - суммарная площадь поверхности всех фронтов разрушения в момент времени 1.
Рисунок 5 - Изолинии равных вертикальных напряжений у очистного забоя
в среднем сечении лавы
Для принятых в расчетах исходных данных первый пик скорости освобождения энергии (см. рисунок 6, т ~ 8 ч) совпадает с образованием третьего фронта разрушения в центральной части пласта (см. рисунок 4).
' м
г. час
0 4.0 8.0 12.0 160 20.0
Рисунок 6 - Изменение скорости освобождения энергии при развитии фронта разрушения
в массиве у очистного забоя
Для времени около т = 21 ч простоя очистного забоя модель указывает на бифуркацию массива (рисунок 5). Происходит мгновенное соединение фронтов разрушения в единый фронт (см. рисунок 4). В результате местная потеря устойчивости массива может сопровождаться значимым отжимом угля из-за образования ложного забоя. При наличии пластового давления газа возможен выброс. Из распределения скорости освобождения энергии дегазированного массива сле-
дует, что для рассматриваемых нами условий нагружения, механических свойств угля и вмещающих пород остановка забоя более чем на 6 ч нежелательна. Распределение скорости освобождения энергии показывает, что вначале потенциальная энергия деформирования массива имеет тенденцию к уменьшению по мере развития фронта разрушения и соответствует представлению о переходе загруженных областей массива к новому устойчивому состоянию краевой части лавы, о его переходе к равнопрочному состоянию.
Теперь рассмотрим изменение состояния массива при одновременном действии пластового давления газа и гравитационной нагрузки. На рисунке 7 для времени т = 24 ч при различных исходных уровнях пластового давления газа и одновременном действии гравитационной нагрузки (глубина разработки Н = 220 м, уН = 5,5 МПа) показано состояние нарушенности пласта у очистного забоя в среднем сечении лавы.
Как отмечалось выше, накапливаемая поврежденность приводит к изменению фильтрационных характеристик угольного массива. Качественная картина эпюры внутрипорового давления фильтрующегося газа вдоль центральной линии среднего сечения лавы показана на рисунке 8 для времени т ~ 3 ч и т ~ 24 ч после остановки забоя при общем уровне пластового давления Р0 = 3,8 МПа. Расчеты проведены с учетом изменения коэффициента пьезопроводности угольного массива в соответствии с зависимостью (1).
Время т ~ 3 ч соответствует началу формирования фронтов разрушения у кровли и почвы забоя, а при т ~ 21-24 ч фильтрация газа к свободной поверхности максимально затруднена из-за возникшего газового барьера.
Р^О.ОМпа Р- 10 Мт
Рисунок 7 - Влияние пластового давления газа на состояние угольного массива у очистного забоя (^ = 1 - массив поврежден до уровня остаточной прочности)
Рисунок 8 - Эпюра пластового давления газа в зависимости от уровня поврежденности
массива угля (см. рисунок 7)
Барьер к этому времени вполне сформирован и состоит из прослоек перемятого угля со сложной пространственной траекторией (рисунок 7), занимающий полную мощность пласта на максимальном расстоянии 2 ...3 м от свободной поверхности.
Исследования состояния углепородного массива показывают, что существует некоторый предел пластового давления газа, при котором пласт у обнажения приобретает нарушенность, которая вначале способствует эффективной естественной дегазации газа из приконтурной части массива вследствие раскрытия пор и трещин, - его эвакуации из глубины лавы в выработку. Когда накопление повреждений во времени приводит к обвальной потере несущей способности части массива, т.е. возникают слои угля в границах фронта разрушения с пониженными фильтрационными характеристиками (см. рисунок 2), тогда у газового барьера со стороны глубин массива давление газа резко увеличивается (в том числе из-за десорбции метана). Возникающий при этом перепад давлений между границами барьера приводит к возникновению выбросоопасных ситуаций.
Итак, оценка потенциальной ударо- и выбросоопасности выемочного участка, расчет параметров региональных способов управления безопасностью горных работ имеют прямую зависимость от уровня поврежденности массива угля у обнажения и от величины пластового давления газа.
На рисунке 9 представлен расчет относительного изменения объема разрушения угля в зависимости от величины начального пластового давления газа Р0, где У0 - разрушенный объем при полностью дегазированном массиве; УР - разрушенный объем массива угля, зависящий от уровня пластового давления газа Р0.
Рисунок 9 - Характеристика разрушения массива у очистного забоя при действии гравитации и
пластового давления газа
Проведенные выше исследования носят качественный характер, однако указывают на некоторые реперные точки опасности в поведении углепородного массива. С другой стороны, анализ состояния угля и вмещающих пород позволяет установить и обосновать рациональные варианты технологических решений о критических величинах заходки, о максимальном количестве циклов выемки полных лент угля по всей длине забоя в сутки, установить пороговое время между каждым из циклов выемки угля, обосновать сменную скорость подвигания очистного забоя и многие другие параметры.
Без учета дезинтеграции массива при одновременном действии пластового давления и давления вмещающих пород нельзя правильно судить о состоянии горного массива, иначе это может привести к неверному выбору параметров ведения очистных работ, а значит, к непредсказуемым последствиям.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1 Малышев, Ю.Н. Научные основы методов прогноза и предотвращения опасных газопроявлений в шахтах/ Ю.Н. Малышев, А.Т. Айруни, И.В. Зверев: Препринт Метанового Центра / Институт угля СО РАН. - Кемерово, 1997. - № 2. - С. 1-4.
2 Казанцев, В.Г. Управление состоянием массива горных пород / В.Г.Казанцев, С.С. Золотых. - Кемерово: Кузбассвузиздат, 2001. -468 с.
3 Вылегжанин, В.Н. Структурные модели горного массива в механизме геомеханических процессов / В.Н. Вылегжанин, В.П. Егоров, В.И. Мурашев. - Новосибирск: Наука, 1990. - 160 с.
4 Хаппель, Дж. Гидродинамика при малых числах Рейнольдса / Дж. Хаппель, Г. Брен-нель..- М.: Мир, 1976. - 630 с.
5 Ширко, И.В. Численные исследования течений в гранулированных средах / И.В. Ширко // Численное моделирование в аэрогидродинамике. - М.: Наука, 1986 - 245 с.
6 Щелкачев, В.Н. Разработка нефтеводоносных пластов при упругом режиме. - М.: Гостоп-техиздат, 1959. - 273 с.
7 Авокян, Э. А. Нелинейно-упругий режим фильтрации в трещиноватых пористых пластах / Э.А. Авокян, А.Т. Горбунов, В.Н. Николаевский. - М.: Недра, 1968. -112 с.
8 Николаевский, В.Н. К построению нелинейной теории упругого режима фильтрации жидкости и газа /В.Н. Николаевский // Прикладная механика и техническая физика. - 1961. - № 4. -С.18-23.
9 Михеев, Г.В. К практическому определению прочности горных пород на сжатие по результатам испытаний на растяжение /Г.В. Михеев // Тр. ВНИМИ, 1974. - №92. - С.139-140.
10 Качанов, Л.М. Основы механики разрушения / Л.М. Качанов. - М.: Недра, 1974. - 264 с.
11 Протосеня, А.Г. К определяющим уравнениям состояния при деформировании горных пород в запредельной области / А.Г. Протосеня, А.Н. Ставрогин, А.К. Черников, Б.Г.Тарасов // Физико-технические проблемы разработки полезных ископаемых. - 1981. - № 3. - С. 33-42.
12 Хажинский, Г.М. О теории ползучести и длительной прочности / Г.М. Хажинский // Механика твердого тела. - 1971. - №6. - С. 64-69.
13 Мироненко, В.А. Динамика подземных вод. - М.: Недра, 1983. - 357 с.
14 Казанцев, В.Г. К оценке прочности и кинетики накопления повреждений при решении задач горной механики // Предупреждение травматизма и аварий в угольных шахтах и на разрезах: Науч. тр./ ВостНИИ. - Кемерово, 1999. - С. 91-103.
15 Петухов, И.М. Механика горных ударов и выбросов / И.М. Петухов, А.М. Линьков. - М.: Недра, 1983. - 283 с.
