CC BY
5
УДК 622.83
ВЛИЯНИЕ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ ВЫЕМКИ ОБОСОБЛЕННОГО РУДНОГО БЛОКА НА УСТОЙЧИВОСТЬ ПОДГОТОВИТЕЛЬНО-НАРЕЗНЫХ ВЫРАБОТОК
А.Е. Балек, Т.Ф. Харисов, Е.Л. Сосновская, О.Д. Харисова
Посвящена актуальной задаче подземной геотехнологии и геомеханики: выявлению влияния последовательности выемки изолированного рудного блока (геологического блока), находящегося в изотропных геомеханических условиях (равномерно и хаотично трещиноватый массив скальных горных пород в гидростатическом поле статических напряжений), на устойчивость подготовительно-нарезных выработок, попадающих в зону влияния выработанного пространства. В качестве базового объекта исследований рассмотрен низкопрочный высоконапряженный рудопородный массив Кемпирсайских хромитовых месторождений, отрабатываемых шахтой «10-летие независимости Казахстана». Выполнено численное моделирование формирования вторичного напряженно-деформированного состояния окружающего рудопородного массива при двух вариантах выемки блока по направлению простирания залежи: от центра к флангам и от одного фланга к другому. На основании анализа времени службы подготовительно-нарезных выработок, необходимого для отработки запасов блока, а также перераспределения участков максимальной концентрации напряжений в при-контурном массиве, в процессе выемочных работ, обоснована оптимальная последовательность ведения очистных работ по фактору влияния очистных работ на НДС выработок днища: от фланга к флангу по простиранию залежи.
Ключевые слова и словосочетания: этажное самообрушение, напряженно-деформированное состояние, вторичное поле напряжений, подготовительно-нарезные выработки, устойчивость, большие глубины.
Введение
Последовательность отработки этажа рудной залежи в горизонтальном направлении определяется расположением полезного ископаемого относительно основных вскрывающих выработок: шахтных стволов или штолен. Различают наступающий или прямой порядок отработки -когда выемка руды в этаже производится от стволов по направлению к флангам (как правило по простиранию залежи), отступающий или обратный порядок - когда выемка происходит в обратном направлении, и комбинированный - совмещающий оба варианта. При выборе последовательности отработки главным образом учитывают технологические и организационные факторы: сроки начала очистных работ, дополнительные возможности для доразведки месторождения, вентиляции, борьбы с самовозгоранием руды и пр.
Вместе с тем в условиях применения систем с обрушением, когда формируются значительные объемы выработанных пространств и обрушенных пород, и в окружающем рудопородном массиве происходят существенные перераспределения действующих напряжений, определяющую
роль приобретает геомеханический фактор, от которого зависит устойчивость откаточных и подготовительно-нарезных выработок в днищах добычных блоков и панелей [1-5, 8, 10, 18]. По этому фактору при обратном порядке отработки облегчается поддержание откаточных выработок, поскольку в процессе очистной выемки они находятся в ненарушенном массиве. Также по мере продвигания очистных забоев от флангов имеется возможность погашать вентиляционные выработки (при центральном расположении вентиляционных стволов).
Однако в этих условиях, при любом порядке выемки залежи, остается нерешенным вопрос о влиянии на устойчивость подготовительно-нарезных выработок последовательности ведения очистных работ, проводимых в пределах тех геологических блоков, которые, в целом, находятся вне зоны опорного давления от ранее сформировавшихся выработанных пространств. Решению этой задачи и были посвящены экспериментально -аналитические исследования ИГД УрО РАН.
Методы исследований
Задача по выявлению влияния перераспределения напряжений в окрестностях выработанных пространств на устойчивость подготовительно-нарезных выработок при различных последовательностях ведения очистных работ решалась на примере выемки обособленного геологического блока, находящегося в изотропных геомеханических условиях: в равномерно и хаотично трещиноватом массиве скальных горных пород при гидростатическом поле статических напряжений.
В качестве базового объекта исследований был использован низкопрочный высоконапряженный рудопородный массив Кемпирсайских хро-митовых месторождений, отрабатываемых шахтой «10-летие независимости Казахстана». Выбор объекта определили его благоприятные условия для изучения влияния процессов подземной разработки на изменения напряженно-деформированного состояни рудопородного массива шахты, обусловленные низкими прочностью и модулем упругости при сравнительно высоких тектонических напряжениях [12 - 13]. На шахте вмещающий массив подготовительно-нарезных и очистных выработок практически повсеместно представлен трещиноватыми ультраосновными серпентинизированными породами: дунитами, перидотитами и пироксе-новыми дунитами со следующими физико - механическими свойствами в образцах:
- предел прочности на одноосное сжатие [а]сж = -45 - -90 МПа;
- на одноосное растяжение [а]раст = 5 - 9 МПа;
- характер разрушения хрупкий;
- статический модуль упругости Е = 35 - 40 ГПа;
- статический коэффициент Пуассона ^ = 0,25 - 0,30.
Несмотря на весьма высокий предел прочности руды и пород, их
массив в целом отличает чрезвычайно низкая устойчивость, не превыша-
ющая IV - V категорию по классификациям З. Бенявского, Д. Лобшира, Н. Бартона и др. [7-9, 17]. Основным фактором, снижающим устойчивость массива, является наличие многочисленных хаотично направленных систем трещин и разноориентированных тектонических нарушений, разбивающих его на разномасштабные структурные блоки [11]. Блоки с линейными размерами менее 0,1 - 0,5 м оконтурены трещинами преимущественно закрытыми или залеченными прочным заполнителем, а блоки размерами порядка 1 - 1,5 м и больше оконтурены трещинами с милони-товым или серпофитовым тальковидными заполнителями, которые при увлажнении становятся мыльными на ощупь, что приводит к значительному снижению междублоковой связи. Соответственно, оказываются слабы и связи между крупномасштабными породными блоками, размерами в десятки и сотни метров, которые оконтуриваются зонами повышенной трещиноватости.
Исследовались закономерности изменений напряженно -деформированного состояния окружающего массива в процессе выемки линзообразной (без выраженного падения) рудной залежи, представленную геологическим блоком размерами 250 х 550 м в плане, находящимся вне зоны влияния выработанных пространств от ранее отработанных рудных тел. Блок отрабатывается системой этажного самообрушения с гарантированным выходом зоны обрушения на земную поверхность уже на начальном этапе ведения очистных работ: после выемки первых выемочных единиц - очистных блоков с размерами в плане около 25 х 25 м.
Днище выработанного пространства располагалось на глубине 900 м в условиях гидростатического первоначального напряженного состояния окружающего породного массива, определенного по результатам натурных замеров при проходке вскрывающих стволов [6]:
^верт = ^гор1 = ^гор2 = уН ~ 23 МПа, где: <7верт; огор1; ^гор2 - главные нормальные напряжения нетронутого рудо-породного массива, соответственно: вертикальные и горизонтальные, МПа; у = 0,026 МН / м3 - объемный вес налегающего породного массива; Н = 900 м - рассматриваемая глубина, м.
Для построения математической модели и исследований закономерности формирования вторичного напряженно-деформированного состояния рудопородного массива использовалась программа Rocscience RS3 совместно с оригинальным программным комплексом FEM, разработанным проф. Зотеевым О.В. (сертификат качества России RU АЮ32.ВЮ 00012 № 0111542). Численное моделирование выполнялось методом конечных элементов [15 - 16].
Параметры прочностных и деформационных свойств основных участков рудопородного массива на различных базах деформирования, использованные при моделировании в качестве граничных условий, представлены в табл. 1.
Таблица 1
Прочностные и деформационные свойства участков рудопородного
массива
Участки массива Вмещающий протяженные подготовительные и нарезные выработки Вмещающий очистные камеры размерами более 30 м и выработанное пространство
Предел прочности на сжатие, МПа Предел на растяжение, МПа Модуль упругости, ГПа Предел прочности на сжатие, МПа Предел на растяжение, МПа Модуль упругости, ГПа
Налегающий 3 0,3 5 1 0,1 4
Рудный 1 0,1 4 0,2 0,1 3
Подрудный 4 0,4 6 1 0,1 4
Кроме этого, для всех участков массива приняты следующие константы: коэффициент Пуассона - 0,3; угол внутреннего трения - 30 градусов; сцепление - 2 МПа; характер разрушения любых рудопородных объемов - хрупкий.
Результаты исследований
Были промоделированы два варианта последовательности выемки геологического блока: от центра к флангам (Ц-Ф) и от одного фланга к другому (по направлению простирания залежи) (Ф-Ф). Анализировались изменения первоначального напряженного состояния вмещающего породного массива, происходящие в процессе ведения очистных работ в окрестностях 18 выработок днища: двух откаточных, шести вентиляционных и десяти разрезных ортов, разграничивающих рассматриваемый блок по простиранию залежи. Для удобства анализа выработки пронумерованы по порядку их расположения с юга на север (рис. 1 - 5).
Поскольку решаемая задача предусматривала взаимное сопоставление двух вариантов выемки рудного тела моделирование выполняли для условий плоской деформации сплошной упругой изотропной среды при вертикальном (с углами воронкообразования 90°) выходе зоны обрушения на земную поверхность и при отсутствии бокового распора от обрушенных пород. В общей сложности был промоделирован 21 этап развития вторичного напряженно-деформированного состояния рудопородного массива, последовательно формирующегося вокруг выработанного пространства по мере выемки геологического блока. Из них 12 этапов - в варианте отработки по направлению простирания залежи от одного фланга к другому (а именно - от южного фланга к северному): вариант Ф-Ф, и 9 этапов - при выемке блока от центра к флангам: вариант Ц-Ф.
Анализировались распределения максимальных напряжений вмещающего рудопородного массива, формирующихся на уровне горизонта выпуска после последовательной выемки следующих процентных частей от общей площади 137500 м2 рассматриваемого геологического блока:
- для варианта Ф-Ф: 7 % (рис. 1), 16 %, 27 %, 38 %, 51 %, 66 % (рис. 2), 73 %, 79 %, 86 %, 89 %, 95 % и 100 % (рис. 2);
- для варианта Ц-Ф: 4 % (рис. 3), 12 %, 22 %, 35 %, 49 %, 63 %,
77 %, 88 % и 100 % (рис. 2).
Рис. 1. План горизонта выпуска с изолиниями максимальных (по модулю) главных нормальных напряжений вмещающего массива, формирующихся на уровне днища после выемки 7 % площади геологического блока в условиях отработки от южного фланга
к северному
Рис. 2. План горизонта выпуска с изолиниями максимальных (по модулю) главных нормальных напряжений вмещающего массива, формирующихся на уровне днища после выемки 100 % площади
геологического блока
Рис. 3. План горизонта выпуска с изолиниями максимальных (по модулю) главных нормальных напряжений вмещающего массива, формирующихся на уровне днища после выемки 4 % площади геологического блока в условиях отработки от центра к флангам
По итогам моделирования на основании анализа представленных на планах горизонта выпуска (рис. 1, 2) конфигураций зон концентрации напряжений рудопородного массива были отстроены распределения тех максимальных напряжений, которые формируются в местах расположения каждого из 18 анализируемых ортов на различных этапах отработки залежи при двух вариантах выемки: Ф-Ф и Ц-Ф. Учитывались зоны концентрации сжимающих напряжений в 30 МПа и выше, которые существенно (более чем на 20...25 %) превышали фоновый уровень напряженного состояния окружающего рудопородного массива, составляющий 23 МПа. При этом показатели для двух откаточных ортов № 1 и № 18 были выделены особо, поскольку эти выработки должны гарантированно сохраняться на весь период отработки блока.
Для удобства сопоставительного анализа результаты оформлены в форме графиков в осях:
- координаты зон концентрации напряжений (по длине выработки в метрах, отсчитываемые от геологического разреза III) и их положение относительно днища выработанного пространства;
- максимальные (по модулю в МПа) значения главных нормальных напряжений рудопородного массива, формирующиеся на различных этапах выемки залежи, представленных в % от суммарной площади блока.
На примере откаточного орта № 1 распределения максимальных напряжений для двух вариантов отработки представлены на рис. 4.
Э|
' / г
1 /УЧ
б)
250 300
Расстояние от III, м
250 300
Расстояние от III, м
-0-7%
-7-16%
-16-27%
-27-38%
-38-51%
-51-66%
-66-73%
- 73-79% -79-86% -86-89% -89-95%
- 95-100% ■контур днища
\
_ —*
—63-77% -77-88% -88-100% ■контур днища
Рис. 4. Напряженное состояние вмещающего массива по оси расположения орта № 1 на различных этапах отработки (в % от площади блока) для двух вариантов: а) - вариант Ф-Ф - выемка от южного фланга блока к северному; б) - вариант Ц-Ф - выемка
от центра к флангам
Для выявления зависимости напряженного состояния от последовательности выемки залежи был использован коэффициент, представляющий произведение протяженности L зон концентрации сжимающих напряжений на длительность t их существования (и, соответственно, воздействия на крепь), отраженную через проценты от площади блока, отработанной за предшествующий период времени.
Результаты математического моделирования приведены в табл. 2, 3 соответственно для варианта Ф-Ф и для варианта Ц-Ф. В табл. 4 представлен сопоставительный анализ рассматриваемых последовательностей ведения очистных работ в форме разности суммарных показателей вариантов Ф-Ф и Ц-Ф с оценкой их значимости по критерию хи квадрат.
Таблица 2
Протяженности (в пространстве и во времени) зон концентрации напряжений различной интенсивности, формирующихся во вмещающем массиве днища блока в местах расположения
ортов при варианте Ф-Ф
Участки с напряжениями более 30 МПа Участки с напряжениями более 50 МПа Участки с напряжениями более 80 МПа
Номер орта протяженность участка Ь, м длительность воздействия X, % коэффициент L х t протяженность участка Ь, м длительность воздействия X, % коэф-фици-ент L х t протяженность участка Ц м длительность воздействия ^ % коэф-фици-ент L х t
5 6 30
13 13 169
20 56 1120
1 5 5 10 50 10 15 10 5 5 99 92 83 34 49 72 79 36 21 495 460 830 1700 490 1080 790 180 105 10 10 5 5 10 11 27 43 36 15 110 270 215 180 150
2 20 9 180
10 7 70
3 20 9 180
20 7 140
4 10 11 110
5 20 10 200
40 9 360
6 50 11 550
40 13 520
7 40 10 10 21 400 210
8 40 15 600
30 13 390
9 40 22 880
10 30 7 210
30 6 180
11 30 40 15 22 450 880 20 15 300
40 7 280
12 10 60 6 28 60 1680 20 7 140
20 6 120
13 60 20 10 13 28 7 780 560 70 20 6 120
55 7 385
20 10 200
14 25 30 20 20 13 29 23 20 325 870 460 400 45 7 315 30 7 210
30 5 150
60 7 420
15 20 50 30 10 16 23 200 800 690 50 10 500 30 10 300
80 5 400
20 12 240 35 5 175
16 60 10 600 20 6 120 20 5 100
80 16 1280 10 9 90
20 21 420
Окончание табл. 2
17 90 30 20 50 70 20 5 15 10 16 21 6 450 450 200 800 1470 120 20 35 15 5 6 11 100 210 165 10 6 60
18 120 10 120 10 10 40 5 15 21 14 9 6 600 150 2520 140 90 240
Суммы:
всех ортов 2103 32579 330 3160 90 670
всех кроме 1 и 18 1640 21390 290 2235 90 670
только ортов 1 и 18 463 11189 40 925 0 0
Таблица 3
Протяженности (в пространстве и во времени) зон концентрации напряжений различной интенсивности, формирующихся во вмещающем массиве днища блока в местах расположения
ортовп при варианте Ц-Ф
Участки с напряжениями более 30 МПа Участки с напряжениями более 50 МПа Участки с напряжениями более 80 МПа
Номер орта
протяженность участка Ь, м длительность воздействия % коэффициент L х г протяженность участка Ь, м длительность воздействия % % коэффициент L х г протяженность участка L, м длительность воздействия ^ % коэф-фици-ент L х г
40 24 960
1 60 36 2160 40 10 400 30 10 300
70 10 22 12 1540 120 30 12 360
20 13 260
2 60 20 28 14 1680 280 25 28 700
3 60 26 1560 25 13 325
4 45 24 1080
5 50 8 400 30 8 240
6 50 8 400
7 30 4 120
20 13 260
9 20 4 80
10 40 8 320 10 8 80
5 13 65
11 30 15 10 11 37 24 330 555 240 10 11 110
30 26 780
10 37 370
20 51 1020
12 50 30 10 30 13 11 24 14 650 330 240 420
13 45 30 40 14 40 26 630 1200 1040
Окончание табл. 3
35 14 490
14 35 40 50 24 38 28 840 1520 1400 20 14 280 10 14 140
90 14 1260
15 30 60 12 24 360 1440 10 10 100
50 14 700
20 26 520
16 60 20 20 60 24 36 22 12 1440 720 440 720 30 10 300 20 10 200
65 12 780
55 22 1210
17 70 35 25 24 36 26 1680 1260 650 35 12 420
18 90 12 1080
170 22 3740
Суммы:
всех ортов 2030 41340 265 3315 60 640
всех кроме 1 и 18 1590 31740 195 2555 30 340
только
ортов 1 и 440 9600 70 760 30 300
18
Таблица 4
Разности суммарных показателей вариантов Ф-Ф и Ц-Ф
Разности показателей: Участки с напряжениями более 30 МПа Участки с напряжениями более 50 МПа Участки с напряжениями более 80 МПа
протяженно-сти участков, м х2 коэффициентов L х t х2 про-тя-жен-ности участков, м х2 коэф-фици-ентов L х t х2 про-тя-жен-ности участков, м х2 Коэффициентов L х t х2
всех ортов 73 1,3 -8761 1038,4 65 7,1 -155 3,7 30 6,0 30 0,7
всех кроме 1 и 18 50 0,8 -10350 2016,2 95 18,6 -320 21,4 60 30,0 330 107,8
только ортов 1 и 18 23 0,6 1589 121,5 -30 8,2 165 16,2 -30 30,0 -300 300,0
Обсуждение результатов
Поскольку представленные в табл. 4 разности суммарных показателей отражают протяженность и длительность действия нежелательных зон концентрации максимальных напряжений, формирующихся во вмещающем рудопородном массиве и негативно сказывающихся на устойчивости подготовительно-нарезных выработок, то положительные разности суммарных показателей свидетельствуют о благоприятности варианта Ц-Ф, а отрицательные - о благоприятности варианта Ф-Ф. При одной (т.к. сопоставляются два варианта) степени свободы для 99 % доверительной вероятности табличное значение коэффициента х2 составляет 6,6, а для
70 % - 1,1. Отсюда можно заключить, что незначимыми являются различия в протяженностях зон концентрации напряжений, превышающих 30 МПа, а остальные показатели, и в особенности разности коэффициентов Ь х ^ являются значимыми.
Таким образом, суммарные протяженности зон концентрации напряжений свыше 30 МПа в обоих вариантах практически идентичны (разница менее 4.. .5 %), в том числе и отдельно для откаточных ортов № 1 и № 18. Однако для сумм коэффициентов Ь х 1:, отражающих произведение протяженности зон концентрации сжимающих напряжений на длительность их существования, получено значимое (свыше 27 %) превышение, указывающее на относительно более благоприятные условия отработки от фланга к флангу (т.е. варианта Ф-Ф) по фактору обеспечения устойчивости всех без исключения выработок днища.
Отдельное рассмотрение откаточных ортов № 1 и № 18 дает небольшое (менее 15 %) преимущество для варианта Ц-Ф. Но по фактору протяженности участков концентрации напряжений, превышающих 50.80 МПа, для этих выработок также существенно более благоприятным оказывается вариант Ф-Ф.
Полученный результат подтверждает модельные представления о механизме перераспределения напряжений рудопородного массива в процессе выемки линзообразной залежи, который определяется тем, что при развитии выработанного пространства по простиранию на его торцах происходит концентрация сжимающих напряжений с максимумами на первых выемочных блоках. При последующей отработке торцевых участков, и их расширении вкрест простирания залежи, концентрация напряжений на торцах снижается. Снижается она и в центральной части выработанного пространства по мере его вытягивания по простиранию. Вследствие этого протяженности зон концентрации напряжений свыше 30 МПа (т.е. превышающих фоновые напряжения нетронутого массива на 20.25 %) не зависят от порядка отработки, поскольку при обоих вариантах вынимаются одинаковые объемы руды, которые, в конечном итоге, и определяют концентрацию напряжений в окружающем массиве. Однако интенсивность расширения торцевых участков выработанного пространства при варианте Ф-Ф в 2 раза выше, чем у варианта Ц-Ф. Соответственно и длительность воздействия зон концентрации напряжений (в особенности повышенных напряжений, превышающих 50.80 МПа) на выработки днища при варианте Ф-Ф оказывается меньше варианта Ц-Ф, что и отражает коэффициент Ьх!
Заключение
По результатам исследований обоснована предпочтительность варианта отработки от фланга к флангу (по простиранию залежи) по фактору влияния очистных работ на напряженно-деформированное состояние выработок днища для условий гидростатического напряженного состояния
окружающего породного массива. С целью проверки результатов теоретических исследований на руднике планируется проведение натурных исследований, которые позволят сделать соответствующие корректировки расчетов и получить окончательный вывод об эффективности предложенной технологической схемы отработки.
Статъя подготовлена в рамках реализации государственного задания № 075-00412-22 ПР, темарег. № 1021062010536-3-1.5.1.
Список литературы
1. Применение имитационного моделирования для оценки вариантов отработки выемочного блока короткими забоями / В.В. Зиновьев, А.Н. Стародубов, П.И. Николаев, И.С. Кузнецов // ГИАБ (научно-технический журнал). 2018. № S48. С. 181-193.
2. Щукин С.А., Неверов А.А., Неверов С.А. Отработка подкарьер-ных запасов подэтажно-камерной технологией с формированием искусственных целиков и породной закладки // Интерэкспо Гео-Сибирь. 2021. Т. 2. № 4. С. 205-215.
3. A new mining scheme for hanging-wall ore-body during the transition from open pit to underground mining: A numerical study / B. Tan, F. Ren, Y. Ning, R. He, Q. Zhu // Advances in Civil Engineering. 2018. 1465672.
4. Assessment of effect of rock mass damage on underground stability of excavations in the Second Southern Lens of Mayak Mine / E.A. Kubuzov, Y.N. Nagovitsyn, A.A. Andreev, G.D. Rukavishnikov // Gornyi Zhurnal. 2016. V. 7. P. 23-28.
5. Зубков А.В., Сентябов С.В. Выбор методов управления горным давлением на Гайском подземном руднике // ГИАБ (научно-технический журнал). 2021. № 5-2. С. 64-79.
6. Балек А.Е., Озорнин И.Л., Каюмова А.Н. Совместные замеры напряженного состояния и модуля упругости породного массива при проходке шахтных стволов // ГИАБ. 2020. № 3-1. С 21-36 ISSN 0236-1493. DOI: 10.25018/0236-1493-2020-31 -0-21 -36
7. Laubscher D. H., Jakubec J. The MRMR rock mass classification for jointed rock masses, In Underground Mining Methods: Engineering Fundamentals and International Case Studies (eds. W. A. Hustrulid and R. L. Bullok) // Society of Mining Metallurgy and Exploration. SME. 2001. P. 475 - 481.
8. Estimation of rock load in development workings of underground coal mines - A modified RMR approach / P. Avinash, V. M. S. R. Murthy, A. Prakash, A. K. Singh // Current Science. 2018. V. 114. N. 10. P. 2167-2174.
9. Advancement of support system for underground drift excavation - a review / V. M. Meshram, P. P. Dahale, M. S. Tiwari, S. B. Ramteke // Interna-
tional Journal of Civil Engineering and Technology. 2018, V. 9. N 6. P. 332 -339.
10. Laubscher D., Guest A., Jakubec J. Guidelines on Caving Mining Methods: The Underlying Concepts. Queensland: The University of Queensland, 2017. 282 P.
11. Сашурин А.Д. Формирование напряженно-деформированного состояния иерархически блочного массива горных пород // Проблемы недропользования. 2015. № 1 (4). С. 38- 44.
12. Panzhin A., Panzhina N. Monitoring of the stress-strain state of open pits' adjacent rock mass // E3S Web of Conferences. 192. 04017 (2020). DOI: 10.1051/e3 sconf/202019204017
13. Панжин А.А., Ручкин В.И. Диагностика современной геодинамической активности массива на шахтах Донского ГОКа // Маркшейдерия и недропользование. 2013. № 6 (68). С. 32 - 35.
14. Балек А.Е. Явление самоорганизации деформационных полей массивов горных пород и его использование при решении задач геомеханики // Проблемы недропользования. 2016. № 4 (11). С. 90 - 96.
15. Wilhelm Rust. Non-Linear Finite Element Analysis in Structural Mechanics. Switzerland: Springer International Publishing, 2015. 363 p.
16. Moatamedi M., Hassan A. Khawaja. Finite Element Analysis. Boca Raton: CRC Press. 2018. 154 p.
17. Шуплецов Ю.П. Прочность и деформируемость скальных массивов. Екатеринбург: УрО РАН, 2003. 195 с.
18. Авдеев А.Н., Зотеев О.В., Сосновская Е.Л. Прогноз развития геомеханической ситуации при переходе от открытой к подземной технологии выемки крутопадающей залежи системами с обрушением горных пород // ГИАБ (научно-технический журнал). 2021. № 2. С. 17 - 21.
Балек Александр Евгеньевич, д-р техн. наук, вед. науч. сотр. лаборатории, [email protected], Россия, Екатеринбург, Институт горного дела УрО РАН,
Харисов Тимур Фаритович, канд. техн. наук, ст. науч. сотр. лаборатории, timur-ne@mail. ru, Россия, Екатеринбург, Институт горного дела УрО РАН,
Сосновская Елена Леонидовна, канд. техн. наук, ст. науч. сотр. лаборатории, [email protected], Россия, Екатеринбург, Институт горного дела УрО РАН,
Харисова Ольга Дмитриевна, науч. сотр. лаборатории, [email protected], Россия, Екатеринбург, Институт горного дела УрО РАН
INFLUENCE OF THE SEQUENCE OF ISOLATED ORE BLOCK EXCAVATION ON THE STABILITY OF PREPARATORY-CUT MINE WORKINGS
A. Ye. Balek, T.F. Kharisov, E.L. Sosnovskaya, О.Д. Kharisovа
The paper is devoted to the topical problem of underground geotechnology and ge-omechanics: revealing the influence of excavation sequence of an isolated ore block (geolog-
ical block) located in isotropic geomechanical conditions (evenly and chaotically fractured rock mass in the hydrostatic field of static stresses) on the stability ofpreparation and cutting excavations falling into the mined-out space influence zone. As a base-object of the research was considered a low-strength high-stress ore-rock massif of the Kempirsay chromite deposits extracted by the mine "The 10-th anniversary of Kazakhstan independence". Numerical modeling of formation of the secondary stress-strain state of the surrounding ore-rock massif at two variants of excavation of the block in the direction of the deposit strike: from the center to the flanks and from one flank to the other was performed. Based on the analysis of the operating time of preparatory-cutting workings required for mining the block reserves as well as redistribution of the areas of maximum stress concentration in the contour massif during excavation works, the optimal sequence of excavation works according to the factor of impact of excavation works on the bottom excavations: from flank to flank along the deposit strike is substantiated.
Key words and phrases: floor self-destruction, stressed-strained state, secondary stress field, preparatory-cutting workings, stability, large depths.
Balek Alexander Evgenievich, doctor of technical sciences, laboratories leading sci. officer, balek@,igduran.ru , Russia, Yekaterinburg, Institute of Mining, Ural Branch of the Russian Academy of Sciences,
Kharisov Timur Faritovich, candidate of technical sciences, laboratories, art. sci. officer, [email protected] , Russia, Yekaterinburg, Institute of Mining, Ural Branch of the Russian Academy of Sciences,
Sosnovskaya Elena Leonidovna, candidate of technical sciences, laboratories, art. officer, [email protected] , Russia, Yekaterinburg, Institute of Mining, Ural Branch of the Russian Academy of Sciences,
Kharisova Olga Dmitrievna, scientific director. Laboratories officer, [email protected] , Russia, Yekaterinburg, Institute of Mining, Ural Branch of the Russian Academy of Sciences
Reference
1. The use of simulation modeling to evaluate the options for working out the excavation block with short faces / V.V. Zinoviev, A.N. Starodubov, P.I. Nikolaev, I.S. Kuznetsov // GIAB (scientific and technical journal). 2018. No. S48. pp. 181-193.
2. Shchukin S.A., Neverov A.A., Neverov S.A. Working off of underground reserves by sub-storey-chamber technology with the formation of artificial tselikov and a rock bookmark // Interexpo Geo-Siberia. 2021. Vol. 2. No. 4. pp. 205-215.
3. A new mining scheme for hanging-wall ore-body during the transi-tion from open pit to underground mining: A numerical study / B. Tan, F. Ren, Y. Ning, R. He, Q. Zhu // Advances in Civil Engineering. 2018. 1465672.
4. Assessment of effect of rock mass damage on underground stability of excavations in the Second Southern Lens of Mayak Mine / E.A. Kubuzov, Y.N. Nagovitsyn, A.A. Andreev, G.D. Rukavishnikov // Gornyi Zhurnal. 2016. V. 7. P. 23-28.
5. Zubkov A.V., Sentyabov S.V. The choice of methods for controlling rock pressure at the Gaisky underground mine // GIAB (scientific and technical journal). 2021. No. 5-2. pp. 64-79.
6. Balek A.E., Ozornin I.L., Kayumova A.N. Joint measurements of the stress state and modulus of elasticity of the rock mass during the sinking of mine shafts // GIAB. 2020. No. 3-1. From 21-36 ISSN 0236-1493. DOI: 10.25018/0236-1493-2020-31-0-21-36
7. Laubscher D. H., Jakubec J. The MRMR rock mass classification for jointed rock masses, In Underground Mining Methods: Engineering Fundamentals and International Case Studies (eds. W. A. Hustrulid and R. L. Bullok) // Society of Mining Metallurgy and Exploration, SME. 2001. P. 475 - 481.
8. Estimation of rock load in development workings of underground coal mines -A modified RMR approach / P. Avinash, V. M. S. R. Murthy, A. Prakash, A. K. Singh // Current Science. 2018. V. 114. N. 10. P. 2167-2174.
9. Advancement of support system for underground drift excavation - a review / V. M. Meshram, P. P. Dahale, M. S. Tiwari, S. B. Ramteke // International Journal of Civil Engineering and Technology. 2018, V. 9. N 6. P. 332 - 339.
10. Laubscher D., Guest A., Jakubec J. Guidelines on Caving Mining Methods: The Underlying Concepts. Queensland: The University of Queens-land, 2017. 282 P.
11. Sashurin A.D. Formation of the stress-strain state of a hierarchically blocky rock mass // Problems of subsurface use. 2015. No. 1 (4). pp. 38-44.
12. Panzhin A., Panzhina N. Monitoring of the stress-strain state of open pits' adjacent rock mass // E3S Web of Conferences. 192. 04017 (2020). DOI: 10.1051/e3sconf/202019204017
13. Panzhin A.A., Ruchkin V.I. Diagnostics of modern geodynamic activity of the massif at the mines of the Don GOK // Surveying and subsoil use. 2013. No. 6 (68). pp. 3235.
14. Balek A.E. The phenomenon of self-organization of deformation fields of rock massifs and its use in solving problems of geomechanics // Problems of subsoil use. 2016. No. 4 (11). pp. 90-96.
15. Wilhelm Rust. Non-Linear Finite Element Analysis in Structural Mechanics. Switzerland: Springer International Publishing. 2015. 363 p.
16. Moatamedi M., Hassan A. Khawaja. Finite Element Analysis. Boca Raton: CRC Press. 2018. 154 p.
17. Shupletsov Yu.P. Strength and deformability of rock massifs. Yekaterinburg: Ural Branch of the Russian Academy of Sciences, 2003. 195 p.
18. Avdeev A.N., Zoteev O.V., Sosnovskaya E.L. Forecast of the development of the geomechanical situation during the transition from open to underground technology of excavation of a steep-falling deposit by systems with rock collapse // GIAB (scientific and technical journal). 2021. No. 2. pp. 17-21.
