авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 5 |

«МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ УКРАИНЫ Донецкий Национальный технический университет Донецкий горный институт Академия строительства Украины ...»

-- [ Страница 2 ] --

Библиографический список 1. Shevtsov V., Shkumatov A., Labinskiy K. New technical solution in conducting mining excavations // Transactions of the VSB – Technical Uneversity Ostrava Mining and Geological Series.

– 2003. - №1, С. 137-140.

УДК. 622.258. ИССЛЕДОВАНИЕ НАДЕЖНОСТИ УЗЛОВ КРЕПЛЕНИЯ БЕЗРАССТРЕЛЬНОЙ АРМИРОВКИ В ГЛУБОКИХ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛАХ Доц. Плешко М.С., доц. Прокопов А.Ю., инж. Басакевич С.В. Шахтинский институт ЮРГТУ(НПИ), г. Шахты, Россия, доц. Борщевский С.В., ДонНТУ, Донецк Современные тенденции горнодобывающей промышленности обусловлены постоянным увеличений глубин разработки полезных ископаемых, перешагнувших в России отметку м, а за рубежом – 2000 м. Вскрытие глубоких месторождений осуществляется вертикальными стволами различного диаметра, сооружаемыми, как правило, в сложных горно-геологических условиях.

Основными конструктивными частями вертикального ствола является крепь, препятст вующая смещению и обрушению пород в выработку, и армировка, обеспечивающая направлен ное движение по стволу подъемных сосудов различного типа.

Из известных способов крепления элементов армировки наибольшее распространение получил способ заделки их в лунки бетонированием. Вследствие некачественного ведения ра бот свойства бетона в месте заделки лунок, как правило, хуже, чем у бетона крепи. Разработка и последующее бетонирование лунки приводит к возникновению в крепи вокруг расстрела до полнительных плоскостей ослабления и концентраций напряжений. Эти факторы способствуют постепенному расшатыванию расстрела в узле крепления в процессе эксплуатации ствола и разрушению бетона в лунке. Эти проблемы обостряются при использовании без расстрельных конструкций армировки, имеющих консольную конструкцию.

По мере роста глубины стволов, условия со вместной работы крепи и армировки все более ухудшаются, и для обеспечения их безаварийной работы необходимо исследование взаимно влияю щей системы «армировка – крепь – породный мас сив».

Авторами были разработаны и исследованы пространственные конечно-элементные модели ствола с армировкой (рис. 1). Модели представляли собой участок ствола протяженностью 40 м и диа метром 6 м, включающий крепь ствола толщиной 300 мм и консольные несущие элементы армировки длиной 1 м, установленные с шагом 4 м. Ствол по мещен в породный массив, внешний диаметр кото рого равен шести диаметрам ствола.

Рис. 1. Фрагмент конечно- На концы консолей, выступающих в ствол, элементной модели в месте прикладывались лобовая и боковая динамические на крепления консоли грузки различной величины, породный массив загру жался объемным давлением, рассчитанным для глуби ны залегания ствола 1000 м.



Задачей исследований была оценка напряженно-деформированного состояния крепи во круг узла крепления армировки при совместном действии динамических нагрузок на армировку и горного давления массива пород.

В табл. 1 приведены значения напряжений в крепи на участке контакта с консолью, при совместном действии динамических нагрузок от подъемного сосуда и горного давления.

Таблица 1 -Значения напряжений в крепи ствола на участке контакта с армировкой Значения максимальных напряжений*, МПа Величина нагру зок, кН Nx Ny Nz Txy Txz Tyz N1 N2 N 50 -25,5 -6,8 -5,2 -1,1 2,1 -4,0 -1,7 -10,1 -25, 60 -25,7 -8,2 -5,6 -1,3 2,4 -4,8 -1,7 -11,9 -26, 70 -25,9 -9,6 -6,0 -1,5 2,6 -5,6 -1,6 -13,7 -26, 80 -26,2 -11,1 -6,4 -1,7 2,8 -6,4 -1,5 -15,6 -26, 90 -26,4 -13,5 -6,8 -1,9 3,1 -7,2 -1,4 -17,4 -26, 100 -26,6 -14,0 -7,2 -2,0 3,3 -8,0 -1,3 -19,3 -27, *Примечание: Nx, Ny, Nz – нормальные напряжения относительно соответствующих осей, Tx, Ty, Tz – касательные напряжения, N1, N2, N3 – главные напряжения.

Анализ полученных данных показывает, что при совместном действии горного давления и динамических нагрузок возможно разрушение монолитной бетонной крепи вокруг консоли.

Для нормальной эксплуатации крепи на этом участке необходимо значительное увеличение толщины крепи или использование бетона более высоких марок.

В этой связи для широкого внедрения безрасстрельной армировки в глубоких стволах и обеспечения нормальной работы системы «армировка – крепь ствола» необходимо дальнейшее совершенствование существующих узлов крепления безрасстрельной армировки.

Библиографический список 1. Н.С. Булычев. Механика подземных сооружений. Учеб. для вузов. – М.: Недра, 1994. – 382 с.

УДК. 622.837: 622. ПУТИ ОБЕСПЕЧЕНИЯ БЕЗАВАРИЙНОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ ГЛУБОКИХ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ Д-р техн. наук Страданченко С.Г., доц. Плешко М.С., инж. Армейсков В.Н. Шахтинский институт ЮРГТУ(НПИ), г. Шахты, Россия Вертикальные стволы относят к наиболее сложным, дорогостоящим и ответственным объектам горнодобывающего предприятия. Средняя продолжительность их строительства со ставляет 5-7 лет, а срок службы достигает 60 – 80 лет. Весь период эксплуатации ствол должен обеспечивать безаварийный спуск-подъём людей, материалов, необходимый режим вентиля ции, выдачу горной массы.

С началом строительства глубоких и сверхглубоких стволов в нашей стране проблемы их поддержания обострились, известные проектные решения и технологические приемы при глубине стволов более 700 м стали не так эффективны. Потребовались новые подходы к проек тированию, учитывающие особенности геомеханического состояния массива на больших глу бинах.

В настоящее время проектирование вертикальных стволов производится в следующей последовательности. В начале анализируются горно-геологические условия строительства с точки зрения устойчивости породных обнажений при проведении выработки. По степени ус тойчивости пород выбираются конструкции крепи, применение которых возможно в данных условиях. На основании прочностного расчета определяются их параметры. Окончательный выбор производится путем технико-экономического сравнения рассматриваемых вариантов.





Одним из важнейших этапов проектирования является прогнозирование устойчивости обнажаемых пород вокруг выработки. В действующих СНИП [1] оценку устойчивости реко мендуется производить с помощью показателя С, представляющего собой в конечном счете со отношение между весом столба пород Н и сопротивлением породы сжатию Rc.

В целом такой подход удобен при проектировании, однако является довольно упрощен ным. Для реального подземного сооружения разрушение в одной или нескольких точках конту ра сечения еще не влечет за собой потери устойчивости всего сечения выработки. Параметр Н/Rc не учитывает и влияние размеров поперечного сечения выработки, что противоречит практическому опыту, а также ряда других факторов.

Многими учеными высказывается мнение о целесообразности проведения исследований массива пород в период его проходки, что позволит наиболее точно оценить его устойчивость и другие параметры. [2]. Однако в этот момент проект строительства уже разработан и утвер жден. В связи с этим представляется разумным предложение ряда специалистов (К.А. Ардаше ва и др.) о двухстадийном проектировании крепи, позволяющем осуществлять оперативное из менение первоначального проекта после детального изучения массива пород в ходе строитель ства.

Ряд предложений по применению гибкой системы проектирования подземных сооруже ний содержится в иностранной литературе, связанных, как правило, с реализацией Новоавст рийского метода строительства. Одним из основных принципов метода являются систематиче ские контрольные измерения напряжений в массиве, нагрузок на крепь и смещений пород, на основании которых принимаются решения об усилении первоначальной крепи. При этом такие мероприятия проводятся не только в период строительства, но и при эксплуатации выработки.

Целесообразность осуществления постоянного контроля напряженно-деформированного состояния крепи и породного массива выработок неоднократно рассматривалась и отечествен ными учеными. В частности методические основы проведения мониторинга в верти кальных стволах в период его эксплуатации разработаны в [3].

В связи с этим можно говорить уже о трехстадийном проектировании глубоких стволов, основные принципы которого заключаются в следующем:

на 1 этапе на основании разведки месторождения выполняется первоначальная оценка условий строительства, и принимаются основные решения по проходке и креплению выработ ки. При этом отдается предпочтение параллельным схемам проходки с отставанием постоянной крепи от забоя с применением анкерной или набрызгбетонной временной крепи.

на втором этапе в ходе строительства выполняется детальное изучение массива пород и более точная оценка его устойчивости, на основании чего вносятся различные корректировки в первоначальный проект. Подобные изменения могут быть направлены в частности на упрочне ние определенных участков окружающего массива пород, корректировку параметров крепи ствола, режима ее работы и др. По мере строительства осуществляется установка системы из мерительных станций в крепи;

третий этап начинается с началом эксплуатации ствола. Путем систематического мони торинга состояния крепи и окружающего массива выработки оценивается влияние различных негативных факторов (горного давления, очистных работ, приствольных выработок, агрессив ных сред и др.) В случае, если выполненные при строительстве меры защиты ствола недоста точны, разрабатываются и реализуются дополнительные мероприятия по улучшению его рабо ты.

Основным регулирующим элементом крепей глубоких стволов на наш взгляд должны стать анкерные системы направленного действия, проектирование и установка которых может выполняться при необходимости в любой из рассмотренных этапов.

Реализация рассмотренных этапов должна осуществляться на основании единой методи ки, регламентирующей проектные процедуры каждого периода и увязывающая их между собой.

Наиболее эффективным будет применение единой системы автоматизированного проектирова ния строительства и эксплуатации ствола. Не меньшее значение имеет и обеспечение эффек тивного сотрудничества на всех рассмотренных этапах субъектов строительства ствола: «заказ чик – подрядчик – проектировщик», что должно быть четко прописано соответствующими кон трактами.

Библиографический список 1. Булычев Н.С. Механика подземных сооружений. Учеб. для вузов. – М.: Недра, 1994. – с.

2. СНиП II9480. Подземные горные выработки /Госстрой СССР. М.: Стройиздат, 1982.

31 с.

3. Савин И.И. Разработка информационной системы мониторинга в вертикальных шахтных стволах на основе решения обратных задач механики подземных сооружений: Автореф.

дисс… д-ра техн. наук. – Тула, 1998. – 30 с.

УДК 624. ПРИНЦИПИ ВИЗНАЧЕННЯ ДЕФОРМАТИВНИХ ХАРАКТЕРИСТИК ГРУНТІВ ЗА РОЗДІЛЬНОГО РОЗРАХУНКУ ПЕРЕМІЩЕНЬ, ВИКЛИКАНИХ ОБЄМНИМИ І ЗСУВНИМИ ДЕФОРМАЦІЯМИ К.т.н. Бадалаха.І.К, студ. Полуніна І.В., студ. Швецова М.Б., Днепропетровский нацио нальный университет железнодорожного транспорта имени академика В. Лазаряна, Днепро петровск В роботі [1] запропоновано деформації в пружному середовищі визначати роздільно, відповідно походженню. При цьому їх ділять на дві групи:

1. Деформації, викликані зміною об’єму середовища в будь якій точці, які лінійно зале жать від середнього тиску (першого інваріанту напруженого стану);

2. Деформації, викликані чистою формозміною середовища (чистим зсувом), що лінійно залежать від градієнту середнього тиску.

Визначається повний тензор від кожної групи деформацій, а потім виконується алгебраї чне складання двох тензорів. Відповідно до цього компоненти переміщень будь якої точки при навантаженні півпростору нормальною до неї зосередженою силою Р для кожної групи дефор мацій будуть:

1) переміщення, викликані деформаціями зміни об’єму Uо = 0;

Vо = 0;

Wо = (3Р/2R)·Ко;

2) переміщення, викликані деформаціями чистої формозміни 3x 2 R 2 9P 3 y 2 R 2 9P 3z 2 R 2 c 9P Uс = Vс = с + xz K c ;

+ yz K c ;

W = K 2R 5 2R 5 2R 3 3 В наведених формулах початок координат поєднано з точкою прикладання сили Р, а ко ордината z направлена в низ;

R = x 2 + y 2 + z 2 - відстань від поча тку координат до точки з координатами x,y, і z;

Ко(м2/Н) – мо дуль об’ємної відносної деформації;

Кс (м4/Н) – модуль зсувного зміщення.

Модуль обємної відносної деформації розраховується із формули Ко = 1-2µ / Е, у якій: Е - модуль лінійної деформації, µ – коефіцієнт бокового розширення середовища (коефіцієнт Пуасо на).

Модуль зсувного зміщення Кс – це нова пружна характе ристика, відмінна від усіх відомих раніше. Фізичний зміст її – зміщення точки пружного сере довища від одиничного граді\нта середнього тиску Fс = Кс grad. Вона повинна визначатися експериментально для кожного грунту по схемі: будується графік залежності зсувного зміщен ня середовища від градієнта середнього тиску і з графіка визначається модуль зсувного змі щення Кс.

Таке визначення можливо виконати за допомогою приладу для випробування на зріз.

Відповідний графік, отриманий поступовим навантаженням зразка зрізним зусиллям при по стійному зовнішньому нормальному тиску має вигляд:

F2c F1c Кс = сtg = grad 1 grad Библиографический список 1. Бадалаха И.К. Определение напряженно-деформированного состояния упругих массивов путем выделения объемных и сдвиговых деформаций. Сб. Геотехническая механика, №18, 2000. – С. 119-127.

УДК 625. СПОСОБ ПОВЫШЕНИЯ УСТОЙЧИВОСТИ НАСЫПЕЙ И ОТКОСОВ Доц. Гузченко В.Т., доц. Купрій В.П., студ. Силка А.О. Днепропетровский национальный университет железнодорожного транспорта имени академика В. Лазаряна, Днепропет ровск В отличии от верхнего строения пути, земляное полотно не подлежит замене в течении всего срока эксплуатации магистрали. И только в случае необходимости оно усиливается или проводится его капитальный ремонт.

Под воздействием нагрузки от проходящих поездов, собственным весом грунта, сла гающим земляное полотно, изменяются его характеристики. Возникающие при этом остаточ ные деформации могут представлять угрозу безопасности движения и неизбежно приводят к ограничению скорости движения на таких участках.

Наиболее распространенными видами дефектов деформаций земляного полотна являют ся осадки насыпи, сплывы откосов, балластные мешки, сползание откосов и размывы. Поэтому ликвидация дефектных и деформирующихся мест земляного полотна остается сущест венным резервом снижения затрат в путевом хозяйстве.

Традиционным способом усиления эксплуатируемых деформирующихся насыпей явля ется отсыпка контрбанкетов из дренирующего грунта. Однако этот способ имеет ряд недостат ков: он требует отвода значительных площадей под основания контрбанкетов, больших объе мов дренирующих грунтов, выделения окон для движения поездов, выноса коммуникаций, а в ряде случаев ведет к большим затратам средств и времени и практически неосуществим в стес ненных условиях.

Для защиты земляного полотна от размыва используются габионные сетчатые конст рукции. Основное их назначение – стабилизация грунтов и защита от эрозионных процессов любого вида. Объемные сетчатые конструкции относятся к классу капитальных сооружений.

Они воспринимают возможные осадки грунта, реагируя на это незначительными прогибами.

При этом разрушение самой структуры конструкции не происходит, и сооружение продолжает выполнять свое основное функциональное назначение. Аккумулируя внутри себя частички грунта, габионные конструкции со временем приобретают максимальную прочность и устойчи вость, становясь частью природного ландшафта.

Высокая прочность и устойчивость сетчатых конструкций обусловлена качеством сетки двойного кручения, которая является армирующим элементом и способностью конструкции воспринимать значительные нагрузки. Они поглощают деформации без разрушения самого земляного полотна. Кроме того, высокая водонепроницаемость конструкции исключает воз никновение гидростатических нагрузок, в результате чего сетчатые конструкции являются иде альными для защиты склонов, откосов, при этом не нужные дополнительные затраты на со оружение дренажных устройств.

УДК 624.191.8.042/. ЧИСЛЕННЫЙ АНАЛИЗ ВЗАИМОВЛИЯНИЯ ДВУХ ПАРАЛЛЕЛЬНЫХ ВЫРАБОТОК Д.т.н. Петренко В.Д., к.т.н. Тютькин А.Л., студ. Самчук Т.И., Днепропетровский на циональный университет железнодорожного транспорта имени академика В. Лазаряна, г.

Днепропетровск Исследуемая проблема возникла после выдвижения гипотезы профессора М.М. Про тодъяконова об образовании свода обрушения как частный случай поиска вертикального горно го давления над двумя параллельными выработками [1]. Предположением, нормирующим ус ловие образования общего для двух выработок свода обрушения, являлось предположение ака демика Динника, которое заключается в том, что общий свод обрушения образуется над двумя выработками в том случае, если расстояние между ними меньше значения, равного пяти их радиусам [2]. Дальнейшим исследованием этого вопроса зани мались такие ученые, как Н.С. Булычев, Н.Н. Фотиева и А.С.

Саммаль, которые, применяя теорию функций комплексного переменного для решений уравнений Колосова-Мусхелишвили, исследовали несколько случаев параллельных выработок [3].

Но наиболее плодотворным подходом к данной проблеме мож но считать использование метода конечных элементов, так как результаты, полученные с его помощью, представляют собой изолинии и изополя параметров напряженно деформированного состояния.

Практический интерес к проблеме появился после того, как была выявлена сложность исследования параллельных, на Рис. 1. – КЭ-модель станции ходящихся близко друг от друга, тоннелей гидроаккумулирую щих станций и метрополитенов, в частности станционных тон нелей в глухой части трехсводчатых станций пилонного и ко лонного типов. Для последнего случая проведен численный анализ вариации расстояния между выработками диаметра 8,5 м (кратно их радиусу). Рассмотрены пять случаев изменения расстояния между выработками: от 5R до R, причем расстояние в 5R соответствует расстоянию между двумя боковыми станционными тоннелями (около 20…24 м). Параметры конечно элементной модели (рис. 1): высота (Z) – 75 м;

ширина (Y) – 5 м;

длина: 5R=75 м;

4R=70 м;

3R=66 м;

2R=60 м;

R=58 м;

глубина заложения – 50 м;

грунт – глина плотная сухая, модуль уп ругости – 30 МПа, коэффициент Пуассона µ=0,3, удельный вес =18 кН/м3. Загружение пред ставляло собой собственный вес модели.

Анализ результатов пяти случаев дал возможность следующих выводов. При расстоянии между выработками, равным 5R действительно отмечается, что напряжения и перемещения от выработок не влияют друг на друга, то есть предложение А.Н. Динника является верным. Но при расстоянии в 3R изменение боковых перемещений уже значительно, а при расстоянии 2R и R явно наблюдается слияние изополей параметров напряжений и перемещений, что свидетель ствует о явном взаимном влиянии выработок и значительном изменении напряженно деформированного состояния системы.

Библиографический список 1. М.М. Протодъяконов Давление горных пород и рудничное крепление. – ч.І. Давление горных пород. – М.: Углетехиздат, 1930. – 378 с.

2. А.Н. Динник Статьи по горному делу. – М.: Углетехиздат, 1957. – 224 с.

3. Булычев Н.С. Механика подземных сооружений. – М.: Недра, 1994. – 382 с.

УДК 624.191.8.042/. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ НА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ КОЛОННОЙ СТАНЦИИ К.т.н. Тютькин А.Л., к.т.н., Куприй В.П., студ. Кавун Д.А., Днепропетровский нацио нальный университет железнодорожного транспорта имени академика В. Лазаряна, г. Днеп ропетровск Наибольшее распространение на линиях метрополитенов глубокого заложения Украины (г. Киев, Харьков, Днепропетровск) получили станции колонного типа. Это обусловлено тем, что такая конструкция станции позволяет полностью использовать площадь посадочной плат формы, не разделяя ее на несколько частей, как в случае пи лонной. Кроме удобного координирования пассажиропотока к достоинствам станции относится ее сравнительно неболь шая материалоемкость [1]. В то же время статическая работа колонной станции усложнена, так как система колонн и про гонов является постепенно загружаемой конструкцией, при чем нагрузка на верхнюю часть станции неравномерна. Та ким образом, каждая из колонн загружается с эксцентриси тетом, что ведет к деформированию общей системы колонн, отличающегося сложным и неоднородным характером. Так же следует отметить, что помимо усложненной работы сис темы колонн в эксплуатационной стадии, ее предопределяет технологическая последовательность монтажа колонн, в хо де которой возможны небольшие отклонения этого процесса.

Рис. 1. – Схема колонн Данное исследование проводилось с использованием метода конечных элементов. Параметры модели: глубина заложения – 50 м, грунт – глина спондиловая сухая, модуль упругости – 29 МПа, коэффициент Пуассона µ=0,35, удельный вес =18 кН/м3. Материал обделки – железобетон В30, модуль уп ругости – 38 500 МПа, коэффициент Пуассона µ=0,02, удельный вес =25 кН/м3. Смоделирова ны 5 рядов колонн, длина модели – 34 м. загружение представляет собой собственный вес (гра витационное действие силы тяжести).

Исследовался случая отклонения технологического процесса, а именно постановки ко лонны в проектное положение с эксцентриситетом, равным 10 см (рис. 1).

После расчета, анализ результатов позволил сделать следующие выводы. Влияние отклонения колонны от проектной оси на напряженно-деформированное состояние обделки и массива не значительно. Но сравнение с результатами той же модели, но с нормально установленными ко лоннами, дали возможность утверждать, что в неверно установленной колонне напряжения увеличились в 1,5…2,0 раза, а в зонах возле данной колонны и соседних колоннах в 1,1…1, раза, что свидетельствует о значительном локальном влиянии невыполнения правил монтаже колонн и других технологических процессов.

Библиографический список 1. Сборный железобетон в подземном строительстве. / Безпалый В.И., Бялер И.Я., Карсниц кий Н.Г., Сапрыкин Л.Д. – К.: Госстройиздат, 1961. – 248 с.

УДК 624. МЕТОДОЛОГІЯ ІДЕНТИФІКАЦІЇ ГЕОМЕХАНІЧНИХ ПРОЦЕСІВ В РОЗРАХУНКАХ НАВАНТАЖЕНИХ ВІДКОСІВ С.н.с. Цепак С.В., студ. Гладкий В.В., студ. Максютенко А.С., Днепропетровский на циональный университет железнодорожного транспорта имени академика В. Лазаряна, Дне пропетровск Запропоновано еволюційну методологію ідентифікації комп’ютерних розра-хунків, в яких розташування полів напружень у земляних основах транспортних споруд зображується у вигляді презентаційної графіки – рисунків, з виноскою величини напружень і переміщень по осям. Поєднуючи наукові досягнення механіки ґрунтів поверхневих споруд та теорії руйнуван ня гірських порід, авторами вирішується проблема прогнозу параметричних процесів за раху нок величини та місця навантаження, для чого методологію комп’ютерних розрахунків доведе но до інженерної методики, в якій інтерпретація штучного інтелекту складається із наступних розділів інформаційного розуміння:

– експериментальна інтерпретація напрацьованих лабораторних досліджень на центри фузі та під штампом, нові погляди та порівняння із досягненнями в області руйнування гірських порід;

– динамічна інтерпретація транспортного навантаження із формуванням коливальної си стеми “вагон–колія–земполотно”;

– задача механіки ґрунтів, яка включає порівняльний розгляд структурно-механічних моделей геомеханіки та визначення приоритетного напрямку аналізу ґрунтів;

– геоакустична інтерпретація розділу вступаючої на кінцевий елемент хвилі навантажен ня на вертикальну, горизонтальну та стоячу;

– інженерна інтерпретація із визначенням характеру розподілу напружень від власної ва ги ґрунту та впливу розташування навантаження по поверхні;

– фізична інтерпретація процесів, яка допомагає конкретизувати зміни стану, визначення зон біфуркацій – накопичення дефектів, величину об’ємної маси, вступаючої в реакцію з наван таженням, та визначення напрямку оцінки надійності розрахунків.

Впровадження основ методології вперше проведено на Донецькій залізниці.

УДК 225. ЗАЩИТА СООРУЖЕНИЙ ПРИ ИЗМЕНЕНИИ ГИДРОДИНАМИЧЕСКОЙ СИТУАЦИИ НА ТЕРРИТОРИИ ЗАКРЫВАЕМЫХ ШАХТ Корсаков Д. В., асп., Донбасский государственный технический университет, г. Ал чевск, Украина Проблема утилизации водопритоков на полях действующих, погашенных и погашаемых шахт весьма обострилась в последние годы в связи с выводом из работы значительного количе ства горнодобывающих предприятий.

Проводимые мероприятия по закрытию шахт чаще всего путем частичного или полного затопления («мокрая» консервация) поднимают ряд крупных проблем, от успешного решения которых зависит предотвращение или снижение ущерба от экологических и техногенных ката строф. Коренное изменение гидрогеологической обстановки, сложившейся за период интенсив ной отработки запасов, ведет к изменению как режима подземных и поверхностных вод, так и геомеханического состояния массива в целом.

В связи с этим на передний план выдвигается вопрос о влиянии гидродинамических процессов на подработанный массив пород в пределах отводов горнодобывающих предприятий и на прилегающих территориях.

В результате динамического воздействия воды на горные породы возникают различные физико-геологические (гидродинамические) явления, затрудняющие инженерную деятельность человека.

Циркулирование водных потоков по системам открытых трещин приводит к растворе нию, выщелачиванию, выносу цементационного материала горных пород и образованию зон четвертичной трещиноватости Развитие зон четвертичной трещиноватости (посттехногенные образования), при актив ном взаимодействии шахтных агрессивных вод, приводит к изменению физико-механических свойств в сторону увеличения пластических деформаций при сохранении постоянных нагрузок.

Это подтверждают исследования, проведенные в ДонГТУ [1-3] под руководством проф.

Г. Г. Литвинского, что увеличение количества открытых трещин приводит к смещению свойств пород в сторону резкого усиления деформационных показателей и снижения прочностных.

За счет этого процесса возможна активизация процессов сдвижения горных пород на краевых участках выемочных полей и над протяженными горными выработками с увеличением безопасной глубины ведения горных работ.

Таким образом, для предупреждения развития во времени процессов концентрации на пряжений на основании и строительных конструкциях необходимо выполнение комплекса за щитных мероприятий с различной степенью капитальности.

Применяемые в строительстве для местного укрепления стен разгрузочные балки, скобы, стяжки, накладные пояса не могут компенсировать прогрессирующие изменения строительных свойств грунтов в связи, с чем со временем на основании и фундаменте здания концентрируют ся напряжения превышающие допустимые. В результате происходит нарушение устойчивости основания с образованием трещин и деформаций строительных конструкций, в особо сложных условиях ставится вопрос о дальнейшей эксплуатации сооружения.

В качестве временного мероприятия при выходе на поверхность грунтовых вод предла гается использование горизонтального дренажа. Это предупреждающее мероприятие применя ют тогда, когда поверхность водоносного слоя грунта располагается близко к поверхности зем ли. Одновременно необходимо проведение геологического исследования массива горных пород на предмет определения основных узлов трещиноватости, служащих естественными проводни ками воды и газов на поверхность. В зависимости от прогнозируемого изменения прочностных показателей горных пород принимается решение о производстве работ по гидроизоляции под земной части сооружения (при незначительном изменении физико-механических характеристик основания и конструкций сооружения) или создание под основанием сооружения стабилизи рующей цементно-породной подушки (при снижении несущей способности основания и значи тельных деформациях массива, связанных с влиянием очистных работ и тектонических нарушений) (см. рис.1).

Мощность стабилизирующей подушки, глубина ее заложения выбирается в зависимости от конкретных горно-геологических условий (глубины залегания геологического нарушения, его амплитуды, зоны влияния), а также геометрических параметров и технологического назна чения сооружения.

Уровень подземных вод 1 Рис. 1 – Расположение здания и стабилизирующей цементно-породной подушки 1-четвертичные отложения;

2 – осадочные отложения;

3 – тектоническое нарушение раз рывного характера;

4 – пути движения грунтовых вод;

5 – зона влияния тектонического на рушения;

6 – защищаемое сооружение;

7 - водоизоляционная рубашка;

8 – стабилизирую щая подушка из упрочненных пород.

Применение такой системы позволяет перераспределить напряжения с конструкций фундамента на систему фундамент - массив пород - стабилизирующая подушка, расширить эф фективную площадь «фундамента» сооружения, увеличить жесткость основания и уменьшить деформации строительных конструкций.

Библиографический список 1. Химерник Ю.А. Защита зданий и сооружений от грунтовых вод.(Изд. 2-е, перер. и доп.). К., «Будівельник», 1976.

2. Феофанов А.Н. Учет тектонической нарушенности при оценке активизации заброшенных выработок. Уголь Украины, ноябрь 3. Орехов В.Г., Зерцалов М.Г. Механика разрушения инженерных сооружений и горных мас сивов. – М.: Изд.-во Ассоциации строительных вузов, УДК 622.023. МОДЕЛИРОВАНИЕ ПОТЕРИ УСТОЙЧИВОСТИ СЛОИСТЫХ ПОРОД ПОЧВЫ Доц. Фесенко Э.В., Донбасский государственный технический университет, г. Алчевск Проведен эксперимент по моделированию потери продольно-поперечной устойчивости слоистых пород почвы горных выработок. Задачи исследований состояли в установлении зави симости критических напряжений кр, приводящих к потере устойчивости породных слоев почвы от:

1. Толщины слоев;

2. Числа слоев, теряющих устойчивость;

3. Наличия в почве одной или нескольких вертикальных трещин;

4. Наличия "пригруза" на почве;

5. Расположения "пригруза" относительно центра выработки.

Уровни варьирования факторов в ходе эксперимента представлены в таблице 1. Был раз работан и изготовлен стенд для моделирования, выбран материал и определены критерии подо бия модели реальному объекту. Эксперимент проведен по методике, разработанной с использо ванием теории оптимального планирования эксперимента.

Таблица 1 – Характеристика факторов, включенных в эксперимент Диапазон изменения Обозначение Уровень Интервал Факторы основной нижний верхний варьиро вания 1. Относительная толщина слоя 0,037 0,074 0,111 0, hc 2. Число слоев 1 2 3 nc 3. Число трещин в слое 0 1 2 nт 4. Вес пригруза, г 0 50 100 Gпр 5. Относительное место расположе 0,167 0,333 0,5 0, lпр ния пригруза При обработке полученных экспериментальных данных выполнен расчет построчных дисперсий каждого опыта и с помощью критерия Кохрена доказана их однородность (воспро изводимость опытов эксперимента). Проверка значимости коэффициентов по t-критерию Стьюдента подтвердила значимость четырех из пяти коэффициентов регрессии. Один из факто ров (место расположения пригруза) был исключен из дальнейшего анализа как незначащий.

В результате обработки данных эксперимента получено уравнение зависимости крити ческих напряжений кр от исследуемых факторов:

кр = ( 19 + 141x1 4,7 x2 7,5 x3 + 41x4 ) 10 3 ;

где х1 – относительная толщина слоя (толщина слоя, приведенная к длине пролета по родной балки 2а) 0,037 х1 0,111;

х2 – число слоев, теряющих устойчивость 1 х2 3;

х3 – число вертикальных трещин в слое 0 х3 2;

х4 – величина пригруза слоев, Н 0 х4 0,36.

Проверка полученного уравнения по F-критерию Фишера подтвердила его адекватность исследуемому объекту.

УДК 622. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИЗУЧЕНИЕ МЕХАНИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ ВЗРЫВА ЗАРЯДА НА МОДЕЛИ Асп. П.Н. Шульгин, Донбасский государственный технический университет, г. Алчевск При изучении действия взрыва при разрушения массива горных пород большое внима ние уделяется моделированию камуфлетного и взрыва на выброс. Однако существующие уст ройства зачастую являются громоздкими, проведение экспериментов на них весьма сложно и трудоемко. Также эти устройства позволяют моделировать либо взрыв на выброс [1 3], либо только камуфлетный взрыв [4].

Целью нашей работы было разработка такого устройства для моделирования действия взрыва, при помощи которого можно будет с достаточной точностью производить моделирова ние действия камуфлетного взрыва и взрыва на выброс, при обеспечении простоты конструк ции, минимальной трудоемкости и стоимости работ.

Разработанное нами устройст а) во (рис. 1) для моделирования меха нического действия взрыва (МДВ) со стоит из разборного корпуса 1, в ко тором расположена модель из эквива 2 лентного материала 2. Ко дну корпуса RВ 1 при помощи крепежных гаек 3 при креплен имитатор взрыва, состоящий из полого цилиндра 4 и направляю щей ударника 5, соединенных муфтой W RК 6. В полом цилиндре 4 при помощи резьбы установлен затвор 7 с бойком 8 и имитатор ВВ 9 с капсюлем 10. В направляющей 5 помещен толкатель 11.

Устройство МДВ работает сле дующим образом. В дно корпуса мо дели 1 при помощи крепежных гаек б) устанавливается полый цилиндр 4 в 7 который устанавливается имитатор заряда ВВ 9 с капсюлем 10, и вкручи вается затвор 7 с бойком 8, фикси рующий имитатор заряда 9. Затем при помощи муфты 6 к полому цилиндру 4 крепится направляющая 5 со встав ленным толкателем 11. После этого корпус модели 1 заполняется эквива 3 4 6 5 лентным материалом на необходи мую, в зависимости от постановки за а) общий вид МДВ дачи, глубину W.

б) имитатор взрыва Рис. Рисунок 1 – Устройство для моделирования механического действия Затем производится удар по взрыва толкателю 11, вследствие чего толка тель 11 ударяет по бойку 8, который в свою очередь ударяет по пистону 10 имитатора заряда и детонирует его, после чего в эквивалентном материале образуется камуфлетная полость либо воронка выброса (в зависимости от выбранной высоты модели и поставленной задачи).

Таким образом, изобретение выполняет поставленную задачу, и позволяет с достаточной точностью производить моделирование механического действия камуфлетного взрыва и взрыва на выброс.

Библиографический список 1. Г.И. Покровский, И.С. Федоров, Действие удара и взрыва в деформируемых средах. М.:

Промстройиздат, 1957, с. 150- 2. Э.О. Миндели, Н.Ф. Кусов, А.А. Корнеев, Г.И. Марцинкевич, Комплексное исследование действия взрыва в горных породах, М.: «Недра», 1978, 31-36с.

3. Родионов В.Н., Адушкин В.В, Костюченко В.Н., Механический эффект подземного взрыва, М.: "Недра", 1971, с. 75 - 4. В.Н. Родионов, И.А. Сизов, А.А. Спивак, В.М. Цветков, О поведении среды в зоне разрушения при камуфлетном взрыве. «Взрывное дело» № 76/33, М.: 1976г. 24-39с УДК 622. МОДЕЛЮВАННЯ ГУЗОПОТОКІВ ЧЕРЕЗ ПІДЗЕМНІ ВИРОБКИ ПРИ ФУНКЦІЮВАННІ СИСТЕМИ КАР'ЄР-ШАХТА Асп. Андрєєв М.Б., Криворізький технічний університет, м. Кривий Ріг Ефективність застосування комбінованого відкрито-підземного способу видобутку ко рисних копалин, який передбачає видачу розкривних порід з кар'єру у зовнішній відвал через підземні виробки шахти [1], у загальному випадку визначається співвідношенням витрат по процесах, що відбуваються у єдиній системі кар'єр-шахта. Складання балансу витрат коштів при видобутку руди комбінованим способом на стадії проектних робіт в умовах різноманітних рішень є дуже трудомісткою роботою, що вимагає формування значного за об'ємом масиву вихідної інформації. Крім того, при ринкових відносинах і обумовленої ними закритості ряду економічних показників досить складно створити економічно-математичну модель розподілу коштів при видобутку руди і формуванні прибутку від реалізації кінцевої продукції.

У зв'язку з вищесказаним, для обґрунтування доцільності видачі розкривних порід кар'єру через ствол шахти припустимо, що експлуатація ствола буде виправдана у випадку, ко ли шахта окупає своє функціонування лише за рахунок обсягу залізної руди, що видобувається підземним способом. Тобто дослідимо основні технологічні параметри функціонування не всієї системи кар'єра-шахта, а лише шахти, як транспортної комунікації, через яку видаються розкривні породи при одночасному попутному підземному видобутку деякого обсягу залізної руди.

У загальному випадку функціонування шахти в режимі видобуток руди – транспорту вання розкривних порід у відвал буде доцільним при виконнанні умови [ )] ( ( ) AП Ц П С П + СТР + С ПОД + С ВЕНТ АВСКР СТР + С ПОД, Р Р Р Р П П (1) де АП - продуктивність шахти по видобутку руди, т/рік;

Ц П - відпускна ціна руди при її видобутку підземним способом, грн/т;

Р С П - собівартість видобутку руди підземним способом, грн/т;

Р СТР - собівартість транспортування руди від очисного блоку до перекидача, грн/т;

Р С ПОД - собівартість підйому руди, грн/т;

Р С ВЕНТ - витрати на загальношахтну вентиляцію і водовідлив, грн/т;

АВСКР - обсяг розкривних порід, які транспортуються через шахту, т/рік;

П СТР - собівартість транспортування розкривних порід з кар'єру до приствольного двору в шахті, грн/т;

П С ПОД - витрати на підйом розкривних порід і складування їх у зовнішній відвал, грн/т.

Прийнявши АП + АВСКР = АПОД, де АПОД - продуктивність підйому шахти, перетворимо вираз (1) до вигляду ( ) АПОД СТР + С ПОД П П АП [Ц )], т/рік. (2) ( ) + (С С +С +С +С + С ПОД Р Р Р Р П П П П ТР ПОД ВЕНТ ТР Вираз (2) дозволяє визначити додатковий обсяг видобутку залізної руди шахтою, реалізація якого дає можливість компенсувати витрати на видачу розкривних порід кар'єру і попутний видобуток руди підземним способом. На його основі проведене комп'ютерне моде лювання зміни параметра АП з використанням математичного пакету "Mathcad". При цьому деякі параметри умовно вважалися постійними – АП + АВСКР 6 млн.т/рік, СТР =2 грн/т;

Р Р Р П С ПОД =1 грн/т;

С ПОД =1,5 грн/т;

С ВЕНТ =0,5 грн/т., а деякі – варіюючими в наступних межах:

Р П С П =3…30 грн/т;

Ц П =10...60 грн/т;

СТР =0,5...6 грн/т.

Як свідчать результати моделювання, при нестабільних цінах на енргоносії та кон'юнктурі ринку залізорудної сировини, забезпечення економічно виправданого режима ро боти шахти, як елемента системи кар'єр-шахта, можливе за рахунок оптимальних співвідношень між обсягами розкривних порід, що транспортуються через шахту на поверхню, і попутного підземного видобутку руди. Умовно вони характеризують три основні режими ро боти шахти в системі кар'єр-шахта АП АВСКР ;

АП = АВСКР = АПОД та АП АВСКР.

Кожному з вказаних режимів повинні відповідати технологічні рішення по будівництву та експлуатації нових горизонтів шахт, що дозволять з відомою часткою надійності забезпечу вати перехід на оптимальний для даного моменту обсяг видобутку руди за стислий проміжок часу.

Бібліографічний список 1. Сторчак С.А., Андреев Б.Н., Танай В.П., Пензин А.А., Андреев Н.Б. Открыто подземная разработка месторождений – безальтернативная перспектива развития горнорудной промышленности Украины // Вісник Криворізького технічного університету: Збірник наукових праць. – Кривий Ріг: КТУ. – 2005. – Вип. 6. – С. 13 – 19.

УДК 622. УДОСКОНАЛЕННЯ МЕТОДИКИ ВИЗНАЧЕННЯ НАВАНТАЖЕННЯ НА КРІПЛЕННЯ ГІРНИЧИХ ВИРОБОК Асп.Сергєєва А.А. Криворізький технічний університет, м. Кривий Ріг В даний момент часу підготовка нових горизонтів шахт Кривбасу ведеться на глибинах 1300-1600 м. На цих глибинах відбувається інтенсивний прояв гірського тиску, що виражається в значних величинах зсуву контурів гірських виробок, руйнуванні гірських порід, збільшенні навантаження на кріплення.

При виборі типів кріплення і розрахунку навантаження на кріплення використовується методика НДГРІ [1]. Сутність її полягає у тому, що величина зсуву контуру гірської виробки визначається по безрозмірному параметру z, який розраховується за виразом z = H/ст, (1) де - об'ємна вага порід;

Н- глибина закладення виробки;

ст- межа міцності гірської породи на стиск.

За результатами розрахунку по формулі (1) вибирається тип кривої, що відповідає харак теру зсуву контуру гірської виробки. По величині зсуву контуру виробки визначається наван таження на кріплення з рівняння U 10 = 0,12 P 2 + 0,15 P, (2) Bh де U- величина зсуву, мм;

B- ширина виробки, м;

h- висота виробки, м;

P- величина навантаження, т/м2.

Методика НДГРІ розроблена для умов, при яких величина безрозмірного параметра z не перевищує 0,6. На великих глибинах у породах невисокої міцності величина безрозмірного па раметра може перевищувати значення 0,6 і в такий спосіб за методикою НДГРІ не представля ється можливим визначати навантаження на кріплення.

З метою прогнозування навантажень на кріплення в умовах, де z 0,6, нами побудовані графіки залежності величин зсуву контурів гірських виробок від безрозмірного параметра z у часі. Аналіз цих графіків показує, що величини зсувів у початковий період часу інтенсивно зро стають, а потім інтенсивність їхнього зростання сповільнюється.

Для прогнозування величини зсувів у залежності від безрозмірного параметра z пропо нується апроксимувати графіки експонентною залежністю U = A(1 e z ), (3) де A,- параметри експоненти.

Для визначення їхніх чисельних значень параметрів A і вибираємо на графіках величи ни зсувів при z = 0,3 і 0,6.

36 міс.

30 міс.

24 міс.

18 міс.

Зсув U, мм 12 міс.

6 міс.

150 3 міс.

0,1 0,12 0,15 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0, z Рис.1. Графік залежності величин зсуву контурів гірських виробок від безрозмірного па раметра z у часі Підставляючи їхнього значення в (3), одержимо систему рівнянь U 2 = A(1 e 0, 6 ). (4) U 1 = A(1 e 0,3 ) Із системи рівнянь (4) знаходимо U ln 2 U U 1 = та A =. (5) 1 e 0, 0, За отриманим значенням параметрів А и для кожного фіксованого інтервалу часу добу довуємо графіки U = f(z) для значень безрозмірного параметра z = 0,7;

0,8;

0,9. Після цього за даними графіків доповнюємо графіки зсувів контурів гірських виробок у часі для значень z = 0,7;

0,8;

0,9 (рис.2).

350 250 Зсув, мм 200 150 50 0 1 3 6 12 18 24 30 Час, місяці Рис. 2 Зсув породного контуру капітальних виробок у часі при H/сж відповідно рівному: 1 – 0,1;

2 – 0,12;

3 – 0,15;

4 – 0,2;

5 – 0,3;

6 – 0,4;

7 – 0,5;

8 – 0,6;

9 – 0,7;

10 – 0,8;

11 – 0, Таким чином, перебудовані графіки дозволяють прогнозувати величини зсувів контурів гірничих виробок для порід відносно невеликої кількості на глибоких горизонтах, а по них ви значати навантаження на кріплення.

Бібліографічний список 1. Зицер И.С., Ривкин И.Д., Чистяков Е.П. Инструкция по выбору и расчету крепей капи тальных выработок шахт Кривбасса. – Кривой Рог: НИГРИ,1970. – 32 с.

УДК 622. ИННОВАЦИИ В ТЕХНОЛОГИЯХ КРЕПЛЕНИЯ СКВАЖИН БОЛЬШОГО ДИАМЕТРА Соиск. горн. инж. Гречкин А.Б., горн. инж. Заблудин И.И., НТЦ «Наука и практика», г.

Ростов-на-Дону, Россия Научно-техническим центром «Наука и практика» накоплен значительный опыт проек тирования и строительства скважин большого диаметра различного назначения с различными эксплуатационными требованиями к ним в различных горно-геологических условиях. Так, на пример, были спроектированы и построены: воздухоподающая скважина диаметром в свету 4, м глубиной 900м для шахты «Южная» с металлической крепью, вентиляционная скважина диаметром в свету 5,75 м глубиной 200 м с комбинированной крепью из набрызг-бетона и ан керов на шахте «Соколовская», опытно-эксплуатационная скважина диаметром в проходке 4 м глубиной 246 м в Архангельской алмазной провинции, хранилище радиоактивных отходов скважинного типа диаметром 2,5 м глубиной 120 м со специальной металлической крепью и экраном из бентонитовой глины, водоотливные скважины диаметром в свету 500 мм глубиной 110 м со сборной железобетонной крепью для шахтоуправления «Бургустинское», смотровой колодец для канализационного коллектора в г. Ростове-на-Дону диаметром в свету 1,5 м глубиной 110 м с монолитной бетонной крепью и др.

Рассмотрим более подробно последние два примера.

Две водоотливные скважины для шахтоуправления «Бургустинское» были пройдены с использованием ротор ной буровой установки L-4 фирмы «Whirt» на глубину м для откачки воды из заполненного выработанного про странства ликвидируемых шахт погружными насосами.

Учитывая высокую агрессивность шахтной воды по отно шению к металлу, было принято решение закрепить сква жины сборными железобетонными элементами из сульфа тостойкого бетона В-25 с высокой водонепроницаемостью, изготавливаемыми в заводских условиях.

Работы велись в следующей последовательности.

После проходки скважины на полную глубину в, ее устье на специальной платформе собиралась колонна крепи из железобетонных элементов и опускалась в скважину «на плаву» на буровом ставе (рис. 1а).

Сборные железобетонные элементы представляли собой полуцилиндры толщиной 200 мм и высотой 1500 мм с внутренним диаметром 500 мм. По внешнему контуру цилиндры имели обрамление из металлических уголков, а на торцах - отверстия глубиной 150 мм и диаметром 20 мм для монтажных штырей (рис. 1б). В продольном направле нии скважины железобетонные элементы соединялись ме жду собой монтажными штырями. С внешней стороны элементы сваривались по контуру, благодаря чему обеспе чивалась герметичность колонны крепи. После окончания спуска колонны крепи в скважину закрепное пространство заполнялось песчано-цементным раствором методом под Рис.1а – Схема спуска колон водного бетонирования.

ны сб. ж/б крепи Опыт работы по креплению показал высокую тех 1- буровой став, 2-элементы нологичность конструкции сборной железобетонной кре крепи 3-монтажная платформа пи.

К недостаткам применен ной технологии крепления сле дует отнести большие допуски железобетонных элементов, что затрудняет их сварку.

Принимая во внимание предшествующий опыт, при бу рении смотрового колодца для канализационного коллектора в г. Ростове-на-Дону была приме нена монолитная железобетонная крепь. Бурение скважины также проводилось роторной буровой установкой L-4 фирмы «Whirt» в Рис. 1б – Конструкция элемента крепи сложных гидрогеологических условиях.

После проходки скважины на полную глубину, в ее устье на специальной платформе ус танавливалась металлическая труба диаметром 1020 мм высотой 6 м, которая исполняла роль внутренней опалубки. Вокруг нее монтировалась внешняя металлическая опалубка, состоящая из двух частей (вальцованные листы). Высота внешней опалубки составляла 1,5 м. За опалубку подавался бетон марки В-20 и уплотнялся вибропогружателем. Обсадная ста лебетонная колонна крепи опускалась в скважину «наплаву»

при помощи траверсы на 1,5 м для установки следующей секции внешней опалубки (рис. 2). По мере продвижения сталебетонной колонны крепи внутренняя труба наращива лась секциями по 6 м. Во время «перехвата» прицепного устройства траверсы колонна крепи опиралась на опорную «вилку», установленную на подроторной балке. После окон чания спуска колонны крепи в скважину закрепное про странство заполнялось песчано-цементным раствором мето дом подводного бетонирования. Внутренняя поверхность трубы покрывалась антикоррозийным покрытием в заво дских условиях.

Полученный положительный опыт крепления сква жин сборной железобетонной и монолитной бетонной кре пью по приведенным технологиям позволяет рекомендовать их для применения.

Рис. 2 – Схема спуска сталебе тонной колонны крепи 1-труба, 2-секция крепи, 3-монтажная платформа УДК 622. ОСОБЕННОСТИ ТЕХНОЛОГИИ РЕКОНСТРУКЦИИ АРМИРОВКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ ГОРНОРУДНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ Соиск. горн.инж. Заблудин И.И., горн.инж. Гречкин А.Б. НТЦ «Наука и Практика», г.Ростов-на-Дону, Россия Наметившийся рост экономики России после длительной стогнации потребовал восста новления горнорудной промышленности.

В связи с этим возникла необходимость в реконструкции пришедших в нерабочее со стояние и технически устаревших подъемных комплексов, включая армировку вертикальных стволов.

Действовавшие стволы, как правило, армировались металлическими расстрелами и дере вянными проводниками. С увеличением массы подъемных сосудов и скорости их движения возникает необходимость реконструкции армировки стволов сопровождающейся заменой дере вянных проводников на металлические из рельс Р43.

Реконструкция армировки производится с остановкой работы подъемной установки или в процессе ее эксплуатации в специально выделенные ремонтные смены.

Рассмотрим технологические особенности ведения работ для этих случаев на конкрет ных примерах.

Ствол “Скиповой” рудника “Н” пройден на глубину 240 метров, диаметр в проходке ра вен 5100мм, в свету – 4500мм, закреплен монолитным бетоном,оборудован двухскиповой подъ емной установкой и лестничным отделением, шаг армировки 2084мм, шаг лестничного отделе ния – 4168мм. Амировка ствола смешанная из металлических расстрелов и деревянных провод ников (Рис.1а).

Рис.1. Схема сечения ствола рудника «Н»:

а) до замены проводников;

б) после.

Рис.2. Конструкция лежек для рельсовых проводников:

а) верхняя;

б) нижняя.

Проектом принято решение по замене существующих деревянных проводников прямо угольной формы на металлические - из рельсов Р43, с сохранением существующей схеы распо ложения проводников. Работы по замене предусматриваются с использованием постоянной подъемной машины, поочередно в подъемных отделениях снизу вверх. И включают следующие этапы проведения работ: чистка ствола от просыпей, демонтаж существующих деревянных проводников и срезке уголков применяемых при креплении их к расстрелу, после чего выпол няется зачистка мест среза уголков и замена деформированных расстрелов, затем приступают к приварке нижних и верхних “лежек”, служащих опорой для скоб “Бриара”. Затем приступают к монтажу парных провожников, и монтаж одинарных продников. После окончания этих работ приступают к замене конструкций лестничного отделения (лестниц, площадок и ограждений (Рис.1б).

Особенностью монтажа рельсовых проводников является применение лежек со специ альными подкладками, позволяющими исключить срезку нижних полок ранее приваренных уголков и поперечные сварные швы на расстрелах (Рис.2).

Для этого, учитывая, что все работы в стволе производиться с остановкой производства, была принята следующая схема по производству работ. На место одного из подъ емных сосудов подвешивается трех этажная люлька с откидной площадкой. Замена проводни ков ведется снизу вверх. Вначале демонтируются деревянные проводники и выдаются маневро вой лебедкой на поверхность. При этом верхние направляющие монтажной люльки передвига ются по деревянным проводникам, а нижние по рельсовым. Это обеспечивает надежное фикси рование люльки на всем протяжении ствола.

Ствол “Юго-западный” рудника “Д” пройден на глубину 835 метров, диаметр ствола в проходке равен 5700мм, в свету – 5000мм на участках с бетонной крепью и 5025мм – с тюбин говой. Тюбинговая крепь конструкции Шахтспецстроя. Ствол оборудован одноклетьевой с про тивовесом подъемной маниной. В стволе была принята двухсторонняя схема расположения проводников у клети и противовеса. Армировка ствола смешанная из металличесикх расстрелов и деревянных провдников (Рисю.3а).

В связи с необходимостью производства реконструкции армировки ствола с заменой де ревянных проводников на рельсовые в ремонтные смены без остановки работы подъемной ус таноки по эксплуатации, в проекте была принята одностороняя боковая схема размещения проводников отно сительно клети и противовеса (Рис.3б).

Такое решение позволяет вести работы по монтаж рельсовых провод ников и обеспечивать безопасное движение подъемных сосудов в дере вянных проводниках.

Работы по монтажу рельсовых проводников предусматривается про Рис.3. Схема сечения ствола рудника «Д»: изводить с помощью специальной трехэтажной люльки размещенной в а) до замены проводников;

б) после.

скиповом отделении снизу вверх.

После окончания монтажа рельсовых проводников производится демонтаж деревянных проводников, замена клети и противовеса.

УДК 622. К ВОПРОСУ ОБ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ПРОХОДКИ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ К.т.н. Борщевский С.В., ДонНТУ, к.т.н.Пасиченко К.Ю., КТУ, Кривой Рог, студ. Баклы ков С.Н., ДонНТУ, г.Донецк Для ускорения темпов строительства вертикальных стволов, их углубки (при реконст рукции горнодобывающих и горнорудных предприятий) необходим постоянный поиск новых технических решений, в основном используемых в технологиях проходки и углубки вертикаль ных стволов с расширением передовой выработки. Независимо от направления расширения по следней и способа отбойки породы можно выделить следующие технологические процессы:

1)проведение передовой выработки;

2)расширение передовой выработки до проектного сечения ствола вчерне;

3)выпуск отбитой при расширении передовой выработки породы и погрузка ее в транспортные средства на нижележащем горизонте;

4)возведение постоянной крепи. Более де тально остановимся на втором процессе, как одном из самых трудоемких, влияющих на интен сивность проходки стволов.

Опыт работы шахтопроходческих организаций и наработки ученых-шахтостроителей в этом вопросе вскрывают большие резервы и простор для творческой деятельности в решении данной проблемы. Расширение передовой выработки может производиться как сверху вниз, так и наоборот. При углубке (проходке) стволов с расширением передовой выработки сверху вниз главным назначением последней является спуск породы на нижележащий горизонт. Поэтому в качестве передовой выработки при применении этой технологии могут использоваться как вос стающие, так и скважины относительно небольшого диаметра. Так, в 60-х гг. при углубке стволов за рубежом использовались передовые скважины диаметром 0,5…0,8 м [1,2]. В бывшем СССР передовые скважины нашли применение в основном при проходке неглубоких стволов на действующих шахтах Кузнецкого и Карагандинского угольных бассейнов [3…5]. В отечественной практике при углубке стволов по данной технологической схеме в качестве пе редовой выработки используются в основном исключительно восстающие.

При углубке (проходке) стволов с расширением передовой выработки снизу вверх по следняя служит для передвижения людей, прокладки коммуникаций, доставки материалов и оборудования. Кроме того, при расширении передовой выработки разовым взрыванием верти кальных скважин последняя является компенсационным пространством, на которое произво дится отбойка породы. А при расширении передовой выработки с помощью торцевых зарядных полостей, выбуривание последних осуществляется непосредственно из передовой выработки.

Вследствие вышеизложенного передовые выработки при расширении их снизу вверх должны иметь значительное поперечное сечение и в качестве таковых используются восстающие сече нием порядка 3…4 м2 и более.

За последние годы в промышленно развитых странах дальнего зарубежья созданы высо коэффективные буровые установки для подземного бурения вертикальных выработок диамет ром до 2,4 м и более. Эти установки позволяют успешно проводить передовые выработки при углубке (проходке) стволов в скальных породах любой крепости [6,7]. С увеличением диаметра передовой выработки, проводимой буровым способом, уменьшается удельный вес работ по расширению передовой выработки буровзрывным способом. Одновременно улучшаются усло вия отбойки породы при расширении передовой выработки. В результате появилась новая эф фективная технология углубки (проходки) стволов – комбинированная, включающая два спосо ба выемки породы – буровой и буровзрывной [8]. Эта технология углубки (проходки) стволов является весьма перспективной, обеспечивает достижения высоких показателей углубки и про ходки стволов, повышение безопасности работ проходчиков и улучшение условий их труда.

Отбойку породы при расширении передового восстающего сверху вниз обычно произво дят с помощью нисходящих продольных шпуров. При расширении передовых восстающих сверху вниз находят применение также горизонтальные или наклонные торцевые шпуры, выбу риваемые из восстающего со специальных буровых полков [8]. Однако такая технология пока не получила существенного распространения. Принципиальные схемы расположения шпуров при расширении передового восстающего сверху вниз приведены на рис. 1.

Данная технологическая схема углубки первоначально получила широкое применение на рудниках. В дальнейшем ее успешно внедрили и на угольных шахтах, где были достигнуты ре кордные темпы углубки стволов с ее применением [9,10]. Технология углубки стволов с расши рением восстающего сверху вниз с помощью продольных шпуров является достаточно универ сальной и может применяться в скальных и полускальных породах. При этом обеспечивается удовлетворительное качество оконтуривания стволов, высокое значение коэффициента исполь зования шпуров (КИШ), достаточно рациональное использование ВВ и шпуров. Значительная часть отбитой породы поступает в передовую выработку под действием силы взрыва или само теком. При ее применении достигаются высокие технико-экономические показатели углубоч ных работ. Однако в Украине, других странах СНГ не решен вопрос механизации бурения шпуров и уборки породы в забое ствола при этой схеме углубки.

Рис. 1. Схемы отбойки породы при углубке стволов с расширением востающего сверху вниз:

1 – углубляемый ствол;

2 – передовой восстающий;

3 – нисходящие продольные шпуры;

4 – торцевые шпуры.

В случае, когда в качестве передовой выработки используется восстающий, обычно кольцевой забой ствола принимают плоским, что обеспечивает удобную и безопасную работу проходчи ков. Вместе с тем, когда кольцевому забою придают конусность или ступенчатость, возрастает доля отбитой породы, которая поступает в передовую выработку без применения погрузочных средств [8]. При угле наклона кольцевого забоя к горизонту порядка 45° почти вся отбитая по рода поступает в передовой восстающий под действием силы взрыва и самотеком [10]. Однако для обеспечения эффективной и безопасной работы в забое ствола в таких условиях при углуб ке (проходке) стволов необходимо применять специальные комплексы. Такие комплексы раз работаны и находят применения в промышленно развитых странах дальнего зарубежья [6].

Вместе с тем, при их использовании значительно усложняется оснастка ствола, возрастает объ ем временных выработок.

Библиографический список 2. Ланге Г. Опыт углубки ствола с передовой скважиной. Производительность труда и затра ты // Глюкауф. – 1961. - №14. – С.1048-1057.

3. Покровский Н.М. Сооружение и реконструкция горных выработок. В 3-х частях. Часть III.

– М.: Госгортехиздат, 1963. – 314 с.

4. Солнцев А.М. Проходка шахтного ствола с передовой скважиной // Шахтное строительст во. – 1964. - №8. – С.23-25.

5. Солнцев А.М. Проходка ствола с передовой скважиной // Шахтное строительство. – 1969. №1. – С.21-23.

6. Косарев Н.Ф., Жук В.И. Проходка ствола со скважиной на шахте "Абашевская" №2 // Шахтное строительство. – 1970. - №2. – С.22-23.

7. Бузов Г.С. Основные направления развития зарубежной техники, технологии проходки и углубки стволов // Шахтное строительство. – 1990. - №4. – С.26-27.

8. Циферблат В.А., Надежин Е.И. Проходка восстающих выработок и стволов в скальных породах на зарубежных рудниках // Шахтное строительство. – 1982. - №11. – С.27-30.

9. Борщевский С.В. Комбинированная технология проходки и углубки вертикальных стволов // Уголь Украины. – 1988. - №4. – С.19-20.

10. Яровой В.В., Васильев А.З. Новая технологическая схема углубки стволов на действующих шахтах Центрального района Донбасса // Шахтное строительство. – 1980. - №9. – С.21-22.


11. Яровой В.В. Скоростная углубка вертикальных стволов на строящихся горизонтах в Цен тральном районе Донбасса // Уголь Украины. – 1981. - №9. – С.16-18.

УДК 622.273.131.001. ОБОСНОВАНИЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ОХРАННЫХ УГОЛЬНЫХ ЦЕЛИКОВ Доц. Выгодин М.А., асс. Григорьев А.Е., студ. Старотиторов И.Ю., Национальный гор ный университет, г.Днепропетровск Оставление целиков при подземной разработке угольных месторождений на сегодня яв ляется наиболее распространенным способом охраны капитальных горных выработок. Их за щита от воздействия очистных работ осуществляется воспринимающими часть повышенного горного давления охранными целиками, ширина которых уже сейчас достигает 200 м и более.

По мере увеличения глубины разработки тенденция роста ширины таких целиков при сущест вующих методиках определения их размеров [1] сохранится, в результате чего возрастут потери угля в целиках, подготовленного к отработке очистными забоями.

В то же время нормальное эксплуатационное состояние капитальных выработок в усло виях влияния очистных работ зависит, главным образом, от устойчивости охраняющих их це ликов, оценка которой выполняется путем расчета по допускаемым напряжениям и предельным нагрузкам [2]. Обе задачи взаимосвязаны, а их решения объединены в нескольких методиках определения допустимых размеров целиков.

Как известно, вокруг пройденной выработки в массиве горных пород возникает зона разрыхления, размеры которой зависят, прежде всего, от размеров выработки и физико механических свойств вмещающих пород. Перед лавой, движение которой направлено перпен дикулярно охраняемой выработке, возникает такая же зона. Ее ширина зависит от величины повышенного горного давления и от прочностных параметров пород. Целик, ограниченный с двух сторон границами этих зон, работает в упругом режиме, а максимальные вертикальные напряжения приурочены непосредственно к самим границам.

При отработке угольных месторождений длинными столбами обратным ходом лава ос танавливается на расстоянии, исключающем ее влияние на капитальную выработку. Это подра зумевает наличие в целике такого участка угольного массива («ядра целика»), в котором зоны опорного давления не пересекаются, напряжения y равны H.

Для построения картины распределения напряжений в массиве горных пород использу ются методы численного моделирования на ЭВМ. Применительно к геомеханическим исследо ваниям наибольшее распространение получил метод конечных элементов как наиболее универ сальный и адаптированный для решения подобных задач.

В рамках исследований, выполняемых для шахты «Белозерская» кафедрой строительных геотехнологий и геомеханики (НГУ), решена серия задач с привлечением МКЭ о напряженно деформированном состоянии породного массива, содержащего три параллельных капитальных выработки, охраняемые целиками от влияния очистных работ.

Главной целью численных экспериментов было выявление «ядра целика» для различных горно-геологических условий размещения выработок, что позволило определить минимально допустимые размеры охранных целиков. Минимально допустимая ширина «ядра» требует ана литического обоснования, что является предметом дальнейших исследований, и на данном эта пе была принята равной 2 м.

Моделирование выполнялось по известной методике, изложенной в [3]. Для оценки со стояния каждого породного элемента сформированной конечно-элементной реализации расчет ной схемы (рис.1.) использовался критерий запаса устойчивости Kз:

R Kз = c ;

e где Rc – предел прочности пород на одноосное сжатие, е – эквивалентное напряжение, определяемое по формуле:

1 1 2 1 + 3 2 1 + e = (1 ) + (1 ), + 2 где 1, 3 – компоненты поля напряжений полученные в результате решения упругопластической задачи, – отношение предела прочности на одноосное растяжение – Rp к пределу прочности на одноосное сжатие – Rc.

Рис.1. Конечно-элементная реализация расчетной схемы.

Рис. 2. Фрагмент картины распределения напряжений в угольном массиве в окрестностях вы работки и лавы при ширине целика 70 м.

Анализ данных (Рис. 2.), полученных в результате первого этапа моделирования мето дом конечных элементов, позволяет сделать следующие характерные выводы:

для условий пласта l8 шахты «Белозерская», где вмещающие породы представлены пес чаником (основная кровля), аргиллитом (непосредственная кровля) и алевролитом (почва), гра ницы зон неупругих деформаций в угольном пласте расположены на расстоянии 9 м от выра ботки и 11 м от забоя лавы. Размеры полученных зон разрыхления соответствуют представлен ным в [3] результатам расчетов для капитальной выработки и представленным в [4] геометри ческим параметрам зон неупругих деформаций для очистной выработки.

минимально допустимая ширина массива целика, работающего в упругом режиме, со ставляет 9…10 м при ширине его ядра – 2 м, что согласуется с результатами исследований ме тодами теории упругости [5] Согласно нормативной методике расчета [1], результаты которого применялись при про ектировании и строительстве участка шахты, ширина такого целика составляет 50 м. В резуль тате выполненных исследований определена минимально допустимая ширина целика (с учетом размеров зон разрыхления пород), которая для конкретных горно-геологических условий пла ста l8 составляет 29…30 м.

Библиографический список 1. Указания по рациональному расположению, охране и поддержанию горных выработок на угольных шахтах СССР. – Л.: ВНИМИ, 1986. – 222 с.

2. Шашенко А.Н., Пустовойтенко В.П. Расчет несущих элементов подземных сооружений. – К.: Наук. думка, 2001. – 168 с.: ил.

3. Гапеев С.Н. Закономерности потери упругопластической устойчивости сложноструктурно го массива в окрестности одиночной выработки: Дис. … канд. техн. наук: 05.15.09.– Днеп ропетровск, 2004.– 188 с.

4. А.Н. Шашенко, В.П. Пустовойтенко. Механика горных пород: Учебник для ВУЗов. - К.:

Новый друк, 2004. – 400 с.: ил.

5. Левина Ц.О., Михлин С.Г. К вопросу о расчете напряжений в междукамерных целиках.

Труды Сейсмологического института, №94, М., 1940.

УДК 622.831.3:531. МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ РАЦИОНАЛЬНОГО МЕСТОПОЛОЖЕНИЯ ОДИНОЧНОЙ ВЫРАБОТКИ, РАСПОЛОЖЕННОЙ В СЛОИСТОМ МАССИВЕ В УСЛОВИЯХ ВОЗМОЖНОЙ ПОТЕРИ УСТОЙЧИВОСТИ ПОЧВЫ Асс. Гапеев С.Н., студ. Ступа М.А., Национальный горный университет, г. Днепропет ровск На основе закономерностей потери устойчивости почвы выработки в слоистом сложно структурном массиве, полученных в ходе численного моделирования методом конечных эле ментов [1] построена номограмма (рис. 1) для определения возможности вспучивания в услови ях, сходных с условиями по пласту l8 шахты «Белозерская» ГП «Добропольеуголь», в основу которой положен модифицированный критерий вспучивания почвы, полученный для случая слоистого массива.

Модификация критерия, предложенного проф. А.Н. Шашенко [2], вызвана необходимо стью учесть влияние слоистости массива и различие в прочностных параметрах слагающих его слоев и основана на использовании величины средневзвешенной прочности массива Rc [3].

При этом зона влияния выработки, в пределах которой рассчитывается величина Rc, принята равной 8,75R0 (R0 – полупролет выработки). Это значение получено в ходе численного модели рования потери устойчивости почвы выработки, находящейся в слоистом массиве [1].

Ситуация расположения выработки в слоистом массиве может быть охарактеризована коэффициентом слоистости K rL :

1,42 R 2 c 23,1Rc K rL =.

Rc2 18,5 Rc + 101, С учетом K rL модифицированный критерий вспучивания примет вид * rL = Kу, rL * где rL 0 – критический относительный радиус зоны неупругих деформаций для неслои стого массива, rL – корректированная величина зоны неупругих деформаций в слоистом мас сиве.

Определение возможности вспучивания на этапе проектирования заложения выработки выполняется в следующем порядке:

1. По имеющимся данным геологических разведок воссоздают структуру массива по трассе выработки, определяют физико-механические ( ), структурные ( mi, yi, lT ) и прочно стные ( Rci ) параметры слагающих толщу слоев пород на расстояниях до 8,75R0 в кровлю и почву от места предполагаемого заложения выработки.

2. Определяют значения (коэффициента вариации прочности породного массива) и k c (коэффициент структурно-механического ослабления массива, учитывающий трещиноватость массива) и значение Rc из [2].

3. По номограмме (рис. 1) определяют для данной величины Rc значения коэффициента слоистости K rL Для заданного значения глубины заложения выработки H вычисляют значе.

ние H k c, для которого по номограмме определяют значение rL и соответствующую ему ве личину K у. При K у 1 следует ожидать вспучивание почвы. В таком случае необхо димо изменить место расположения выработки в имеющейся толще пород таким образом, что бы получить значение Rc, при котором K у 1.

K rL 1, H/kc=5, H/kc=1,00105 1, H/kc=2, 0, Rc, МПа 0, 5 H/kc=4,0010 H/kc=3, rL 11, 21,0 6, 16,0 1,0 20,0 40,0 60, 1, K 2,0 у 3, 4, K у Рис. 1. Номограмма для определения возможности вспучивания почвы в выработке, рас положенной в слоистом массиве, содержащем слой породы высокой прочности Библиографический список 1. Гапеев С.Н. Закономерности потери упругопластической устойчивости сложноструктурного массива в окрестности одиночной выработки. – Дис. … канд. техн. наук: 05.15.09. – Днеп ропетровск, 2005. – 188 с.

2. Шашенко А.Н., Тулуб С.Б., Сдвижкова Е.А. Некоторые задачи статистической геомехани ки.– К.: Універ. вид-во «Пульсари», 2002. – 304с.

3. Захаров В.С., Назимко В.В. Оценка устойчивости подготовительных выработок при произ вольном порядке изменения горнотехнической ситуации // Уголь Украины. – 2001. – №10. – С. 8-11.

УДК 622. ШАХТНАЯ АПРОБАЦИЯ ОПЕРАТИВНОГО ПРОГНОЗА ЗОНЫ ГЕОЛОГИЧЕСКОГО НАРУШЕНИЯ АКУСТИЧЕСКИМИ СИГНАЛАМИ Доц. Масленников Е.В., доц. Солодянкин А.В., асп. Якимов С.А., Национальный горный университет, г. Днепропетровск Опыт строительства и эксплуатации шахт показывает, что геологические нарушения в некоторых случаях настолько усложняют строение породного массива, что вести горные рабо ты в нем весьма проблематично, а в отдельных случаях и невозможно. Для снижения затрат на проведение и эксплуатацию выработок, устранения аварийных ситуаций необходима разработ ка рациональных способов перехода зон геологических нарушений и обеспечения их устойчи вости, что является важной научно-технической задачей. Другой задачей данного направления, является прогноз нарушений для правильного планирования и ведения горных работ.

Известно, что все виды тектонических нарушений образуются путем изменения формы, деформации первичных геологических тел под действием приложенных к ним сил в условиях блокирования другими породами. Шахтные исследования однозначно указывают на наличие зон аномальных напряжений в боках нарушений. В связи с этим, для прогноза нарушений могут быть использованы методы, основанные на регистрации этих напряжений, что является весьма перспективным с позиций стоимости и оперативности. Одним из возмож ных подходов заключается в использовании акустических сигналов в качестве носителя ин формации о геомеханическом состоянии исследуемой области в окрестности структурной не однородности породного массива – трещины, геологического нарушения или породного обна жения.

Идея этого способа прогноза успешно реализована в акустическом методе прогноза вы бросоопасности угольных пластов [1,2]. Способ основан на анализе обширной информации о НДС массива, которая содержится в амплитудно-частотной характеристике (АЧХ) акустиче ских сигналов, возбуждаемых в нем работой горного оборудования. Установленная связь меж ду АЧХ упругих колебаний, распространяющихся в массиве и уровнем возникающих в нем на пряжений позволили сформировать комплексный показатель выбросоопасности К, как отноше ние амплитуд высокочастотной к низкочастотной составляющим в спектре принимаемого сиг нала [3]. Метод и аппаратура прошли самую широкую апробацию, включены в нормативные документы, аппаратура длительное время успешно эксплуатировалась в Карагандинском, Куз нецком, Ростовском, Донецком бассейнах для прогноза внезапных выбросов угля и газа. Также аппаратура АК-1 успешно апробирована для оценки состояния пород в окрестности полевой выработки, позволяя фиксировать выбросоопасную зону на некотором расстоянии до нее.

Непрерывность характера контроля НДС углепородного массива основана на том, что текущие показания прогностического показателя К линейно изменяются во времени и отража ют изменения напряженности исследуемой области в реальном масштабе времени. Пределы изменения показателя К колеблются от 0 (для неопасной зоны) до 5 и более (непосредственно перед внезапным выбросом угля и газа) условных единиц. Применительно к проблеме прогноза внезапных выбросов угля и газа показания аппаратуры АК-1 используют как индикатор пре вышения критического уровня (К = 3), сигнализирующего о вхождении в опасную зону.

Длительные производственные наблюдения метода подтверждают возможность регист рации даже незначительных изменений напряженности массива в пределах показаний К от 0 до 1. Изменение постоянного среднего уровня К в «неопасной» зоне значений неоднократно на блюдалось в зоне мелкоамплитудных тектонических нарушений. Подвигание источника зонди рующего сигнала вместе с выработкой с учетом того, что подвергаемые анализу акустические колебания от него распространяются вглубь массива на расстояние до 100 м, позволяют обес печивать постоянное сканирование области для обнаружения геологических нарушений.

Апробация указанного подхода проведена в условиях шахты «Добропольская» ГП «Доб ропольеуголь». В качестве объекта исследований выбрана зона отработки шахтного поля в ок рестности 2-й южной лавы уклона пласта m04 горизонта 450 м. Место установки подземной части аппаратуры акустического контроля – 2-й южный вентиляционный штрек, по трассе ко торого ожидались зоны крупных геологических нарушений (Кутузовского и Карповского сбро сов), сопровождающихся (по опыту предыдущих работ) веером более мелких нарушений.

Вмещающие породы представлены в основном аргиллитами, алевролитами и песчани ками. По степени устойчивости в обнажениях породы изменяются от среднеустойчивых до весьма неустойчивых. Внезапных выбросов в пределах шахтного поля не регистрировалось.

Прохождение выработки осуществлялось комбайном ГПКС. Для замеров применялась аппаратура акустического контроля АК-1, состоящая из наземного блока, расположенного на поверхности в помещении АСУП шахты, и подземной части (геофона), устанавливаемой в шпур, пробуренный в породах кровли на расстоянии 15-20 м от груди забоя. Переход оборудо ванной подобным образом замерной станции в рабочий режим осуществляется спустя 1-2 суток с момента установки подземной части, необходимых для обжатия геофона породным массивом.

В ходе подвигания забоя (с увели чением расстояния до источника звука, К 3 роль которого выполняет рабочий орган комбайна) на расстояние 50-70 м от гео фона, подготавливается следующий шпур, 2 устанавливается другой геофон и назем ный блок переключается на него.

Наземная аппаратура анализирует 1 сигнал, поступающий из шахты. Результат анализа шума работы комбайна фиксиру сутки ется на жестком диске компьютера, уста 0 1 2 3 4 5 новленного рядом с наземным блоком ап паратуры АК-1 в помещении АСУП, в ви Рис. 1 Кривая относительных напряжений де кривой, отражающей уровень напряже (показателя К) при прохождении зоны геологиче- ний, возникающих впереди забоя штрека в нетронутой области массива.

ского нарушения.

Накопление информации на элек тронном самописце осуществлялось в файлах, где в виде кривой фиксировался уровень сигнала, поступающего на самописец от поверхностного блока аппаратуры АК-1.

Полученная кривая (рис. 1) отображает в относительных единицах уровень напряжений, возникающих перед забоем штрека в нетронутой области массива. Результаты показывают, что при прохождении зоны вне геологических нарушений значения К находились в области нуле вых значений. В пределах зоны нарушения отмечены колебания К на уровне меньшем 1 (сутки 1-3) при их значительном возрастании в четвертых сутках и последующим падением до 0 (вы ход из зоны).

В результате опытной проверки в условиях мелкоамплитудных геологических наруше ний установлено, что прогностический показатель К акустического сигнала при зондировании массива впереди забоя однозначно кореллирует с зоной нарушенности в пределах К = 0,2…0,8.

Библиографический список 1. Мирер С.В., Масленников Е.В., Хмара О.И. Методика и аппаратура для акустического контроля выбросоопасности угольных пластов // Внезапные выбросы угля и газа, руд ничная аэрология: Науч. сообщ. ИГД им. А.А.Скочинского. –М., 1988. –С. 22-24.

2. Пат. 2753 Украина, МКИ E21F 5/00, E21C 39/00. Спосіб акустичного прогнозу викидонебезпечності вугільних пластів та пристрій для його здійснення / С.В. Мірер, Є.В. Масленніков, О.І. Хмара. Опубл. 26.12.94, Бюл. № 5. – I. – 2 с.

3. Мирер С.В., Масленников Е.В., Хмара О.И. О контроле выбросоопасности забоев по спектральным характеристикам акустических сигналов. // Вопросы предотвращения вне запных выбросов: Науч. сообщ. ИГД им. А.А.Скочинского.- М., 1987. - С.52-61.

УДК 622. О НЕОБХОДИМОСТИ ОПТИМИЗАЦИИ КОНСТРУКЦИИ УЗЛА ПОДАТЛИВОСТИ МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ КРЕПИ Батечко Д.П., студ., Мартыненко С.В., н. с. каф. строительных геотехнологий и геоме ханики, Национальный горный университет, г. Днепропетровск Роль замковых соединений для достижения высокой и стабильной рабочей характери стики рамы достаточно высока, т.к. именно этот элемент металлической крепежной рамы опре деляет ее работоспособность в интервале конструктивной податливости. При этом разработка узлов соединения ограничена несовершенством технической базы отечественных производите лей, исключающим возможность прямого заимствования импортных разработок.

В настоящее время в Украине наибольшее распространение получила группа силовых податливых соединений, впервые представленных еще в 1932 г. немецкой фирмой «Тиссен Хайнцман». Достаточно простой податливый узел соединения состоит из П-образной скобы (хомута), планки и гайки.

Основное достоинство данной типовой конструкции узла - простота изготовления и монтажа, невысокие требования к квалификации рабочих, а вот к существенным недостаткам, ставящим под сомнение его надежность и работоспособность, как показывает длительный опыт применения на производстве, относится перекос и растяжение скоб, скачкообразное проскаль зывание элементов крепи, неравномерность усилия обжатия профилей, что приводит к ослабле нию сопротивления податливости крепи, неполному использованию несущей способности кон струкции, рассогласованию работы узлов и др. [1].

По этой причине на сегодняшний день большинство развитых горнодобывающих стран отказались от этой конструкции.

Значительное количество предложенных к настоящему времени конструкций замковых соединений не решило проблему, поскольку удовлетворительное во всех отношениях техниче ское решение в отечественной практике до сих пор не найдено. Широко применяемые соедине ния из двух П-образных скоб с планкой и гайками АП3.030 замковыми соединениями, в сущно сти, не являются, а серийный замок АП3.070 имеет многочисленные недостатки принципиаль ного характера. Это и недостаточная жесткость конструкции, и малое зажимное усилие, и ос лабляемость в процессе проседания и т.д.

Анализ работы типового узла податливости показывает, что целью его совершенствова ние является устранение обнаруженных недостатков и, в первую очередь, устранение перекоса скоб при податливости. Этого можно достичь, например, за счет фиксации друг относительно друга, исключения эффекта «сварного контакта» при вдавливании круглых скоб во фланцы или снижения их длины для сведения к минимуму момента от силы трения при скольжении скобы по фланцам спецпрофиля [2].



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 5 |
 

Похожие работы:





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.