Вести Донецкого горного института

МІНІСТЕРСТВО ОСВІТИ І НАУКИ УКРАЇНИ

ДЕРЖАВНИЙ ВИЩИЙ НАВЧАЛЬНИЙ ЗАКЛАД «ДОНЕЦЬКИЙ НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ»

ВІСТІ ДОНЕЦЬКОГО ГІРНИЧОГО ІНСТИТУТУ

Всеукраїнський науково-технічний журнал гірничого профілю

Виходить 2 рази на рік

Заснований у липні 1995 року

№1(34)’ 2014

ДОНЕЦЬК – 2014

УДК 622

Друкується за рішенням Вченої ради державного вищого навчального закладу «Донецький національний технічний університет» (протокол № __ від _______________р. ).

В журналі публікуються наукові статті з питань підземної розробки: геомеханіки, гірського тиску, стійкості виробок, технології проведення підготовчих виробок, проходки вертикальних стволів, буріння гірських порід; проектування гірничого обладнання; комплексу робіт при ліквідації шахт; обґрунтування та рішення техніко-економічних проблем.

Журнал розрахований на наукових співробітників, інженерно-технічних робітників шахт, проектних організацій, навчальних та науково-дослідних інститутів гірничого напрямку.

Засновник та видавець – Донецький національний технічний університет

Редакційна колегія: Є.О. Башков, д-р техн. наук, проф. (головний редактор); С.М.Але-ксандров, д-р техн. наук, проф. (заст. головного редактора); Ю.Ф. Булгаков, д-р техн. наук, проф. (заст. головного редактора); С.В. Подкопаєв, д-р техн. наук, проф. (відповідальний секретар); О.М. Шашенко, д-р техн. наук, проф.; Б.М. Усаченко, д-р техн. наук, проф.; М.М. Касьян, д-р техн. наук, проф.; М.М. Грищенков, д-р техн. наук, проф.; І.О. Садовенко, д-р техн. наук, проф.; С.В. Борщевський, д-р техн. наук, проф.; В.К. Костенко, д-р техн. наук, проф.; О.В.Мартякова, д-р екон. наук, проф.; О.В. Агафонов, д-р техн. наук, проф.; А.С. Сaммаль, д-р техн. наук, проф.; А.Ю. Прокопов, д-р техн. наук, доц.

Журнал зареєстрований в Державному комітеті інформаційної політики, телебачення та радіомовлення України. Свідоцтво: серія КВ, №7378 від 03.06.2003.

Журнал включено до переліку наукових фахових видань України, в яких можуть публікуватися результати дисертаційних робіт на здобуття наукових ступенів доктора і кандидата наук (додаток до постанови президії ВАК України №1-05/1 від 10. 02. 2010, надруковано в бюлетені ВАК №3, 2010).

ISSN 1999‐981X © ДВНЗ «Донецький національний технічний університет», 2014

ISSN 1999-981X Вісті Донецького гірничого інституту №1(34), 2014

УДК 622 (09)

Н.Р. ШЕВЦОВ (д-р техн. наук, проф.) С.В. БОРЩЕВСКИЙ (д-р техн. наук, проф.) Б.А. ЛЫСИКОВ (канд. техн. наук, доц.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

К 85-ЛЕТИЮ КАФЕДРЫ СТРОИТЕЛЬСТВА ШАХТ И ПОДЗЕМНЫХ СООРУЖЕНИЙ

ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА

В предложенной статье приведен анализ истории становления, достижений и перспектив разви-тия шахтостроительной кафедры ДонНТУ. Доказано, что за 85-летнее существование кафедра успела заявить о себе как о высокопрофессиональной школе подготовки кадров для горной отрасли.

Ключевые слова: кафедра, история, 85-летие, выпускники, горное образование, шахты, подзем-ные сооружения.

Гениальный математик и философ Г.В. Лейбниц справедливо предупреждал,

что тот, кто хотел бы ограничиться настоящим без знания прошлого никогда не поймет настоящего.

Система высшего образования занимает весьма важное место в воспроиз-

водстве интеллектуального потенциала государства. Специальность «Шахтное и подземное строительство» – это область горной

науки и производства, которая включает в себя совокупность способов, методов и средств деятельности по проектированию, строительству и реконструкции горно-добывающих предприятий и подземных сооружений различного назначения с це-лью рационального освоения и использования георесурсов.

Подготовка кадров по специальности «Шахтное и подземное строительство» ведется выпускающей кафедрой «Строительство шахт и подземных сооружений» (СШ и ПС). Она входит в горный факультет, который является структурным подразделением института горного дела и геологии Донецкого национального тех-нического университета (ДонНТУ).

За 85-летнюю историю существования кафедра успела заявить о себе как о серьезном научно-исследовательском и педагогическом учреждении. В настоящее время коллектив кафедры – это сплоченная инициативная команда, в которой опыт и знания старших разумно сочетается с любознательностью и энергией молодежи. На кафедре работают высококвалифицированные специалисты и известные уче-ные. В ее составе 6 профессоров, 6 доцентов, Лауреат государственной премии Украины, заслуженный изобретатель Украинской ССР, академики строительной и горной академий Украины, члены различных спецсоветов Украины по защите кан-дидатских и докторских диссертаций.

За прошедшие годы кафедра подготовила 4022 горных инженеров-строи-телей и магистров шахтного и подземного строительства – 4000-ым выпускником стал Коняев Е.А. – в настоящее время инженер Донецкой научно-исследо-вательской компании.

С 1998 г. кафедра осуществляет подготовку выпускников (дневная и заочные формы обучения) трех уровней: бакалавров, специалистов, магистров.

Дипломы горного инженера-строителя за все годы получили более 60 иност-ранцев из 20 стран Европы, Азии и Латинской Америки.

© Шевцов М.Р., Борщевський С.В., Лисіков Б.А., 2014 3


Председателями Государственной экзаменационной комиссии (ГЭК) по за-щите дипломных проектов на получение квалификации «горный инженер-строитель» в разные годы были выдающиеся шахтостроители: директор инсти-тута «Донгипрошахт» Тимофеев П.А., главный инженер института «Донгипрошахт» Цурпал Г.М., главный инженер института «Доноргшахтострой» Мелексетов С.С., начальник комбината «Донецкшахтострой» Бурего Н.С., генеральный директор го-сударственного предприятия «Донецкуглестройреструктуризация» Бородуля Н.Ф., помощник генерального директора по техническим вопросам ОАО «ГХК «Донбас-сшахтострой»» Беркович И.М., генеральный директор ОАО «ГХК «Спецшахтобу-рение», д.т.н., проф. Левит В.В, а с 2012 г. – заместитель технического директора шахтостроительной компании (ШСК) «Донецкшахтопроходка», к.т.н., доц. Пше-ничный Юрий Аленксандрович.

С 2009 г. Госгорпромнадзором Украины кафедре дано право принимать спе-циальный экзамен и выдавать «Посвідчення керівника вибухових робіт», которое должен иметь в настоящее время каждый руководитель, связанный со взрывными работами или с обращением со взрывчатыми материалами. К этому времени его получили более 500 человек.

Со дня своего основания кафедра СШ и ПС ведет подготовку научных кад-ров высшей квалификации. Кафедрой подготовлено более 40 кандидатов техниче-ских наук, 7 из которых в дальнейшем защитили докторские диссертации.

Создание и становление кафедры Небывалый промышленный подъем, охвативший страну в начале 30-х годов

ХХ столетия, широкомасштабное строительство горнодобывающих предприятий, гидротехнических сооружений, а также укрепление обороноспособности страны вызвали острую потребность в горных инженерах-строителях. Поэтому в Донец-ком горном институте в 1929 году была организована кафедра под наименованием «Проходка шахт». Название кафедры периодически изменялось в зависимости от первоочередных задач в шахтном строительстве, а именно: «Шахтное строительст-во» (1931 г.), «Проведение и крепление горных выработок» (1937 г.), «Проведение горных выработок и буровзрывные работы» (1964 г.). В 70-х годах ХХ столетия шахтное строительство приобретает комплексный характер, объединив горнопро-ходческие работы с транспортом и вентиляцией в комплексе с подготовительными, строительными и монтажными работами. Подготовка специалистов усложняется и углубляется с учетом развития горной науки и техники. В связи с этим в 1967 г. кафедра преобразуется в кафедру «Строительство шахт и подземных сооружений». Соответственно преобразуются и учебные программы. Происходит качественный скачок в подготовке шахтостроителей.

Становление и развитие кафедры проходило под руководством видных уче-ных-горняков, получивших широкое отечественное и международное признание.

Первым заведующим кафедрой был д.т.н., проф. Понько К.В. Затем этот пост до 1946 г. последовательно занимали проф. Беликов В.П. и проф. Крамарев Б.Н.

В этот период созданы первые учебники. Так, уже в 1930 г. был издан крат-кий курс «Взрывчатые вещества и взрывные работы в горном деле» (авторы Сухаревский М.Я., Першаков Ф.А.); в 1936 г. издан первый в СССР учебник по шахтному строительству «Проходка вертикальных шахт обычным способом» (ав-тор Бейлин Л.Д.).

В 1946-53 гг. кафедрой заведовал доцент Бейлин Л.Д., а в 1953-54 гг. – до-цент Янчур А.М.

В этот период была разработана технология крепления стволов без сооруже-ния опорных венцов. Это был настоящий переворот в шахтном строительстве, ко-

4


торый позволил в будущем поставить мировые рекорды по проходке шахтных стволов.

В 1955-64 гг. кафедрой заведовал доцент Орлов В.В. – один из первых выпу-скников кафедры. Тогда же вышли в свет «Справочник горного мастера-шахтостроителя» (авторы Бейлин Л.Д., Таранов П.Я., Янчур А.М. и др.), «Сборник примеров и задач по механике горных пород и крепи» (Орлов В.В., Гудзь А.Г.), «Сборник примеров и задач по проведению горных выработок» (Орлов В.В., По-номаренко А.К., Петров А.М. и др.), задачник «Сборник примеров и задач по про-ведению горных выработок» (Гузеев А.Г. и Янчур А.М.), учебник «Буровзрывные работы» (Таранов П.Я.).

В 1964 г. заведующим кафедрой становится проф. Таранов П.Я. (1964-71 гг.). Именно Тарановым П.Я. и Гудзем А.Г. был разработан экспресс-метод определе-ния коэффициента крепости пород по шкале проф. М.М. Протодьяконова, в том числе непосредственно в забое. В свет вышел учебник «Проведение и крепле-ние горных выработок» (Орлов В.В., Янчур А.М., Пономаренко А.К. и др.). В это же время на кафедре было закончено создание единственной среди украинских ву-зов взрывной камеры.

В 1971-1987 гг. заведующим кафедрой был проф. Гузеев А.Г. Он впервые ввел в учебный план шахтостроителей новую дисциплину «Проектирование строи-тельства горных предприятий» и издал соответствующий учебник. Под его руко-водством создана уникальная предметная аудитория по проведению горных выра-боток.

В 80-е годы на кафедре было подготовлено наибольшее количество зарубе-жных специалистов.

В 1987-95 гг. кафедрой заведовал лауреат премии им. академика А.А. Ско-чинского, д.т.н., проф. Большинский М.И. В учебный план была введена новая ди-сциплина «Проведение выработок по выбросоопасным породам» с изданием соот-ветствующего учебного пособия.

С 1995 г. кафедру возглавляет заслуженный изобретатель Украинской ССР, д.т.н., проф. Шевцов Н.Р. Под его руководством в 1996 г. введена новая дисципли-на – «Взрывозащита горных выработок», разработана учебная программа, издано соответствующее учебное пособие; изданы учебники «Руйнування гірських порід вибухом» (Шевцов Н.Р., Левит В.В. и др.) и «Промислові вибухові технології» (Шевцов Н.Р., Левит В.В., Рублева О.И.). В этот период существенно активизиро-валась научно-исследовательская работа на кафедре – выполнен ряд кафедральных и государственных тем. После многолетнего перерыва произошли существенные сдвиги в подготовке кадров высшей квалификации. Начиная с 1998 г. кандидатс-кие диссертации защитили преподаватели и аспиранты кафедры Формос В.Ф., Бо-рщевский С.В., Бородуля А.А., Лабинский К.Н., Купенко И.В., Шкуматов А.Н., Хоменчук О.В., Рублева О.И., Прокопенко Е.В., гражданин Вьетнама Фам Ван Лан. В 1999 году докторскую диссертацию защитил Левит В.В., в 2008 г. – Борще-вский С.В., а в 2010 г. – Калякин С.А.

Учебный процесс, методическое и информационное его обеспечение На кафедре имеются две лаборатории: строительная и буровзрывная. В ла-

боратории БВР функционирует единственная среди вузов Украины взрывная каме-ра со складом взрывчатых материалов, имеется копер для испытания ВВ на чувст-вительность к удару и баллистический маятник для определения их бризантности. Все это позволяет вести лабораторные работы с натуральными взрывчатыми мате-риалами.

5


На кафедре оборудован предметный кабинет по шахтному строительст-ву, в котором проводятся занятия с первокурсниками всех горных специальностей.

В настоящее время преподаватели кафедры читают 35 дисциплин, причем не только студентам специальности «Шахтное и подземное строительство», но и сту-дентам специальностей «Разработка месторождений полезных ископаемых», «Без-опасность трудовой деятельности», «Менеджмент организаций», «Электромехани-ческое оборудование», «Маркшейдерия», «Технология химического производст-ва», «Экология горного производства», «Инженерная геодезия», «Землеустройство и кадастр».

Всего за 85-летнюю историю преподаватели кафедры подготовили и издали 36 учебников и учебных пособий, 96 монографий.

Профессором Борщевским С.В. при участии доцента Лабинского К.Н. создан информационный портал «Горное дело», успешно работающий с 2006 г. Пор-тал знакомит посетителей с научно-техническими, методическими и учебными ра-зработками и достижениями ученых и преподавателей ДонНТУ.

Кафедра стала школой профессионального становления для многих отечест-венных и зарубежных выпускников, впоследствии ставших крупнейшими специа-листами в области шахтного строительства, известными учеными, педагогами, ви-дными руководителями горной отрасли, общественными деятелями. Выпускники кафедры внесли большой вклад в развитие угольной промышленности. В плеяде великих выпускников были: Малиованов Д.И. (выпускник 1935 г.) – д.т.н., проф., бессменный директор Всесоюзного института Гипрошахтстроймаш; Дядык И.И. (1937 г.) – бывший председатель совнархоза Донецкого экономического района; Заславский Ю.З. (1951 г.) – д.т.н., проф., главный инженер и начальник шахтост-роительных управлений в Донбассе и Кривбассе, организатор и руководитель от-деления Академии строительства Украины; Быков А.В. (1952 г.) – д.т.н., главный инженер главка «Укршахтострой», Пшеничный А.А. (1952 г.) – к.т.н., бывший за-меститель министра угольной промышленности Украины и многие другие.

Выпускники кафедры своими практическими результатами продемонстриро-вали высокий уровень инженерно-технического руководства, способность созда-вать на высокопрофессиональной основе рабочие кадры и генерировать в своей системе лидеров управления капитальным строительством при строительстве та-ких мощных шахт как «Петровская-Глубокая», «Шахтерская-Глубокая», «Красная Звезда», «Ждановская-Капитальная», «Красноармейская-Западная» № 1, «Южно-Донбасская» № 3 и др., а также своими действиями в таких экстремальных ситуа-циях как ликвидация последствий катастрофы на ЧАЭС (1986 г.), землетрясения в Армении (1988 г.) и др. Лучшие из них удостоены высших государственных на-град: Черкашнев И.Т. (выпускник 1935 г.) – Герой Советского Союза, Пшенич-ный А.А. (1952 г.) – Герой Социалистического труда, Алесенко В.Г. (1937 г.) – лауреат Ленинской премии, Малиованов Д.И. (1935 г.) – дважды лауреат Государс-твенной премии; Солдатов В.И. (1963 г.), Левит В.В. (1974 г.), Бокий Б.В. (1979 г.) и Момот С.В. (1985 г.) – лауреаты Государственной премии Украины в области науки и техники.

Научно-исследовательская работа на кафедре Для кафедры характерен высокий уровень исследований. Сформированы ос-

новные научные направления: безопасность буровзрывных работ, научно-технические принципы сооружения вертикальных выработок; нетрадиционные те-хнологии сооружения горных выработок; проектирование строительства горных предприятий, взрывозащита угольных шахт. Научно-исследовательской работой занимаются все преподаватели, аспиранты кафедры, а также студенты. По резуль-

6


татам исследований сотрудниками кафедры за 85-летнюю ее историю получено более 150 авторских свидетельств и патентов на изобретения. Только за последние 3 года сотрудниками опубликовано в различных изданиях более 500 статей. Проф. Лысиковым Б.А. совместно с к.т.н. Кауфманом Л.Л. (Массачусетский технологи-ческий институт, г. Бостон, США) и доктором строительства академии строительс-тва Украины Кулдыркаевым Н.И. в период 2004-2014 гг. опубликована 19-томная монография по проблемам освоения подземного пространства. В 2013 г. были из-даны монографии «Очерки об антикризисном менеджменте» (авторы Ильяшов М.А., Левит В.В., Филатов Ю.В.) и «Планирование и формирование породных отвалов на основе геометризации свойств пород с целью их рационального исполь-зования» (авторы Прокопенко Е.В., Борщевский С.В.).

Сотрудники кафедры регулярно выступают с докладами и сообщениями на региональных, всеукраинских и международных конференциях.

Большое внимание кафедра уделяет творческой работе студентов и по еже-годным итогам постоянно входит в первую десятку среди 64 выпускающих кафедр университета.

Следует отметить, что студенты выполняют реальные курсовые и диплом-ные проекты. Так, под руководством проф. кафедры Борщевского С.В. студентами группы Ш-02 проделана огромная работа по автоматизации заполнения и ведения базового документа строительства вертикального ствола «Журнала проходки».

Ежегодная научно-техническая конференция студентов, аспирантов и моло-дых ученых по направлению «Совершенствование технологии строительства шахт и подземных сооружений», которая с 2003 г. получила статус международной, пользуется большой популярностью среди вузов СНГ.

Творческие работы наших студентов высоко оценивались как на уровне уни-верситета, так и на всеукраинском уровне. Например, магистерская работа студен-та Телятникова С.А. «Взрывозащита конвейерных выработок» стала победителем Всеукраинского конкурса студенческих научных работ среди технических наук по направлению «Гірництво», а ее автор награжден Министерством образования и науки Украины дипломом победителя.

Связь с производством Кафедра имеет постоянную связь с производством и оказывает влияние на

технический прогресс угольной промышленности. Вот несколько примеров. В 1998 г. Формосом В.Ф. под руководством Лысикова Б.А. разработан и внедрен способ оценки степени выбросоопасности угольных пластов. В 2002 г. под руководством Шевцова Н.Р. ДонНТУ совместно с ОАО «Донецкшахтострой» разработана техно-логия разрушения строительных конструкций накладными зарядами. По этой тех-нологии обрушены аварийные здания закрываемых угольных шахт (им. газеты «Правда», им. Орджоникидзе, им. А.Б. Батова). В 2004 г. Купенко И.В. под руко-водством проф. Шевцова Н.Р. была разработана буровзрывная технология при проходке воздухоподающего ствола № 2 АП «Шахта им. А.Ф. Засядько», которая способствовала достижению рекордной скорости подвигания забоя ствола свыше 100 м/мес на протяжении 11 месяцев при общем экономическом эффекте 940 тыс. грн. В 2008 г. Рублевой О.И. под руководством проф. Левита В.В. разработана конструкция шпурового заряда ВВ для управления действием взрыва, которая бы-ла внедрена при проходке скипового ствола на руднике «Удачный» (Россия, Яку-тия) с экономическим эффектом, равным 1,3 тыс. грн на 1 м проходки. В 2011 г. Калякиным С.А. завершены многолетние исследования по созданию предохрани-тельных ВВ V и VI классов – устойчивых к выгоранию и не воспламеняющих при

7


взрыве метановоздушную смесь, которые Госгорпромнадзором Украины допуще-ны к постоянному применению.

Международные связи и научно-педагогическое сотрудничество Сотрудники кафедры тесно сотрудничают со своими коллегами во многих

вузах Украины, России, Белоруссии, Чехии, США и других стран ближнего и да-льнего зарубежья, приумножая свои лучшие традиции и достижения.

Начиная с 2004 г., сотрудники кафедры активно сотрудничают с доктором физ.-мат. наук, профессором Белорусского высшего авиационного колледжа Гре-чихиным Л.И. (г. Минск, Республика Беларусь). За весомый вклад в украинский шахтострой Гречихин Л.И. был избран иностранным членом Академии строитель-ства Украины. Диплом иностранного члена Академии строительства Украины по-лучил также д.т.н., проф. Прокопов А.Ю. (Ростовский государственный строитель-ный университет, Российская Федерация).

Большая перспектива международного сотрудничества просматривается че-рез деловые связи с Остравским научно-исследовательским угольным институтом (Чешская Республика).

Кафедра поддерживает деловые отношения с территориальным управлением Госгорпромнадзора Украины по Донецкой области.

Заключение От начала основания кафедры строительства шахт и подземных сооружений

Донецкого национального технического университета нас отделяет 85 лет. Образы людей, создавших ее научные школы и учебно-методическое сопровождение, обе-спечивших подготовку более четырех тысяч горных магистров и инженеров-строителей, прошли на фоне довольно короткого, но весьма насыщенного общест-венно-политическими событиями отрезка времени. Много с тех пор изменилось. Однако сила и слава ее первопроходцев оказались достойными, чтобы войти в ис-торию шахтостроя.

У наших выпускников нет проблем с трудоустройством. Студенты проходят практику и работают в различных сферах народного хозяйства: на предприятиях, занимающихся сооружением горных выработок на территории Украины, России и Евросоюза; на действующих шахтах и рудниках по добыче угля, руды, соли, гипса; в проектных, научно-исследовательских и учебных заведениях горного профиля, в управленческих структурах и в других организациях.

К сожалению, шахтостроительная отрасль переживает не лучшие времена, что вытекает из экономических, кадровых и прочих проблем угольной промыш-ленности. Естественно, все это отражается на работе кафедры. Так, в условиях фи-нансового дефицита физически и морально устаревает лабораторная база. Компь-ютерная техника требует неотложной замены, ощущается нехватка лицензионного программного обеспечения для проектирования и геомеханических расчетов. Вряд ли престижности шахтерского труда способствует и низкая стипендия студентов, которая в 2 раза ниже прожиточного минимума. Отсюда низкий конкурс среди абитуриентов, поступающих на нашу специальность.

Тем не менее, сотрудники кафедры встречают свой юбилей в расцвете твор-ческих сил, взвешенными со всесторонними подходами при выполнении учебного и научно-исследовательского процессов с искренними желаниями отдавать знания и энергию дальнейшему развитию горной и строительной науки и высшего образо-вания в Украине, делу воспитания высокоинтеллектуальных и грамотных специа-листов для национального шахтостроя.

В 2014 г. в издательстве «Донбасс» вышла в свет, написанная Шевцовым Н.Р., Левитом В.В. и Лысиковым Б.А., «История кафедры строительства шахт и подзем-

8


ных сооружений Донецкого национального технического университета». В данном издании вклад кафедры в украинский и мировой шахтострой показан через выда-ющиеся достижения ее выпускников. В очерках и воспоминаниях правдиво расска-зано о великом пути, который прошла пытливая мысль горных инженеров-строителей, об их самоотверженном труде. Авторы книги сделали все, чтобы воссо-здать героическое прошлое ветеранов и показать возможные пути в светлое будущее сегодняшним студентам кафедры. Привлечь из среды молодежи достойную смену на путь науки и практики строительства горных предприятий и подземных сооруже-ний – задача ученых и педагогов. Этой цели посвящена и упомянутая книга.

Надійшла до редакції 10.03.2014

М.Р. Шевцов, С.В. Борщевський, Б.А. Лисіков

ДО 85-РІЧЧЯ КАФЕДРИ БУДІВНИЦТВА ШАХТ ТА ПІДЗЕМНИХ СПОРУД ДОНЕЦЬКОГО НАЦІОНАЛЬНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ

У запропонованій статті наведено аналіз становлення досягнень і перспектив розвитку шахтобудівельної кафедри ДонНТУ. Доведено, що за 85-літнє існування кафедра встигла заявити про себе як щодо високо-професійної школи підготовки кадрів для гірничої галузі.

Ключові слова: кафедра, історія, 85-річчя, випускники, гірнича освіта, шахти, підземні споруди.

N.R. Shevtsov, S.V. Borschevsky, B.A. Lisіkov

UP TO 85 RІCHCHYA DEPARTMENTS BUDІVNITSTVA MINES TA PІDZEMNIH SPORUD DONETSK NATSІO-REGIONAL TEHNІCHNOGO UNІVERSITETU

The present article is an analysis of the history of the development, achievements and prospects of the mine construction department DONNTU. It is proved that for the 85-year existence department managed to assert itself as a highly professional school training for the mining industry.

Keywords: Chair, History, 85th anniversary, alumni, rock formation, mines, underground structures.

9


УДК 622.765.4

О.І. НАЗИМКО (д-р техн. наук, проф.) В.І. ДРУЦ (магістрант) Донецький національний технічний університет, м. Донецьк

МОДЕЛЮВАННЯ ПОВЕДІНКИ ФАЗ ПРИ УТВОРЕННІ КОМПЛЕКСУ ФЛОТАЦІЇ

У даній роботі розглянута комп'ютерна модель для моделювання кінетики взаємодії фаз при зба-гаченні . В ході проведення імітаційного експерименту було поставлено завдання визначення параметрів взаємодії частинок і бульбашок при утворенні флотаційного комплексу . Проведена перевірка працездат-ності чисельної моделі і настройки її параметрів , отримання дані продемонстрували прийнятну поведін-ку комп'ютерної моделі при моделюванні окремих стадій процесу взаємодії фаз при збагаченні флотації і довело її ефективність.

Ключові слова: флотація, флотаційній комплекс, чисельне моделювання, взаємодії фаз, цикл, ефективність флотації, кута нахилу.

Постановка проблеми і стан її вивчення. Технологія флотації широко за-

стосовується як метод збагачення не лише в рудній, але і у вуглезбагачувальній практиці. Багаторічні дослідження і розробка технології, що проводилися провід-ними галузевими і науково-дослідними інститутами при активній участі виробни-чників, створили об'єктивні передумови для доведення процесу флотації до широ-кого практичного застосування в гірничо-збагачувальній промисловості для збага-чення тонких шламових часток, що дозволяє отримувати концентрати необхідної якості.

Незважаючи на дослідження, що проводилися, до теперішнього часу зали-шаються питання, що вимагають уточнення і доповнення. Особливо великі труд-нощі виникають при вивченні процесів, що відбуваються на мікрорівні. До таких процесів слід віднести в першу чергу взаємодії фаз при їх зіткненні і утворенні комплексу флотації в ході елементарного акту флотації. Без розуміння природи тонких явищ, що відбуваються, практично неможливий розвиток технології збага-чення флотації і техніки для його реалізації. Вивчення фізичних процесів, які су-проводжують формування комплексу «мінерал-бульбашка» сприятиме підвищен-ню ефективності флотації. Так як взаємодії фаз динамічні в часі та перебувають під впливом великого числа фізичних і хімічних чинників і відбуваються в мале-нькому масштабі. Лабораторні випробування не завжди показують задовільну точ-ність, є стомливими і вимагають витрат часу. Крім того, деякі стадії взаємодії до-сить складно досліджувати експериментальним шляхом. Аналітичні ж дослідження часто дають результати, що ідеалізуються.

Мета роботи. Дослідження флотації вугільних частинок на мікрорівні. В ході проведення імітаційного експерименту поставлено завдання визна-

чення параметрів взаємодії частинок і повітряних бульбашок при утворенні флота-ційного комплексу

Методика та обладнання для проведення експериментальних робіт. Од-ним з сучасних варіантів вирішення цієї проблеми є чисельне моделювання, яке поєднує в собі динаміку, точність і розгляд широкого спектру деталей. В порів-нянні з масивом гірських порід частинки, що розділяються, мають дійсно комплек-сну поведінку: вони переміщаються в процесі флотації і піддаються множинним актам освіти і руйнування комплексів флотацій. Ці процеси управляються фізич-

© Назимко О.І, Друц В.І, 2014 10


ними і хімічними властивостями поверхні мінералів і властивостями реагентів, що додаються в процес. На рис. 1 представлена базова схема взаємодії елементів.

Рис. 1. Схема взаємодії двох елементів элементов

Взаємодіючі елементи мають кулясту форму з радіусами R1 і R2. Будь-яка частинка рухається під дією сили F1 або F2 і обертається відповідно до закону Ньютона в прямокутній системі координат X-Y, якщо вона прискорюється момен-тами М1 і М2.

Рухи частинок, що розділяються, розглядаються в дискретні періоди часу. У комп'ютерній реалізації ці періоди моделюються як цикли. Координати центрів тяжіння X1, Y1 і X2, Y2, швидкості V1 і V2, і сили є постійними в межах циклу і пе-рераховуються на кожному циклі рахунку.

Програма виконує моделювання переміщення в просторі і взаємодії окремих і пов'язаних в групи елементів. Робота програми базується на засадничих законах механіки : законі Гуку і другому і третьому законах Ньютона.

Робота з програмою полягає: 1) в підготовці файлу початкових даних; 2) ви-конанні розрахунку; 3) вивченні отриманих результатів. Файл початкових даних містить інформацію про просторове розташування елементів, їх характеристики, зв'язки між собою і діючі зовнішні сили. Виконання розрахунку залежно від кіль-кості початкових елементів і можливостей комп'ютера може займати час від декі-лькох хвилин до діб. Отримані результати представляються в графічному вигляді, який відображає положення усіх елементів в конкретні моменти часу.

Метод моделювання кінетики взаємодії фаз в процесі флотації заснований на моделюванні динаміки руху часток і повітряних бульбашок в рідкому середовищі. Алгоритм розрахунку припускає заміну реальних твердих зерен і повітряних буль-башок частинками у формі кулі, які переміщаються незалежно один від одного і

Х1 Х2 Х

Y1

Y2

Y

R1

R2

M1

M2

F1

F2

Δl

D

11


взаємодіють за допомогою прямих зіткнень. В процесі моделювання циклічно здійснюється послідовний перебір усіх елементів в порядку зростання їх порядко-вого номера. При цьому перераховуються координати X, Y, швидкості V і діючі сили F. Найбільш важливою частиною алгоритму є визначення дистанції між еле-ментами D і обчислення їх перекриття Δl (зашморгування).

В результаті розраховується приріст швидкості на кожному циклі відповідно до формули:

dVy = G dt , (1)

де ΔVy – вертикальне прирощення швидкості, м/с; G – прискорення вільного падін-ня, м/с2; dt – приріст часу за один цикл, с,

Потім проводиться переміщення елементів на нову позицію відповідно сфо-рмованим швидкостям V і збільшенню часу dt за формулами:

X = X + dVx dt , (2)

Y = Y + dVy dt , (3)

де Х – нове горизонтальне положення елементу (координата), м; dVx – горизонта-льний приріст швидкості, м/с; Y – нове вертикальне положення елементу (коорди-ната), м.

Після переміщення усіх елементів на нові позиції виконується перевірка їх взаємодії і на підставі отриманих зашморгувань Δl (перекриттів) елементів обчис-люються прирости діючих сил по формулі:

dF = k Δl , (4)

де dF – приріст сили, Н; k – коефіцієнт жорсткості, Н/м; Δl – зашморгування еле-ментів, м.

Слід зазначити, що окремо обчислюються і фіксуються сили, діючі в гори-зонтальних і вертикальних напрямах, а також момент сил, що викликає повороти елементів відносно своїх центрів.

Щоб врахувати реальні процеси, що протікають при взаємодії часток і пові-тряних бульбашок в процесі флотації, а саме, інерційність, опір середовища і втра-ти енергії при переході з одного стану в інший, в алгоритм введені коефіцієнти, що враховують втрату енергії в цих випадках. Зокрема, є можливість задавати опір се-редовища елементам, що рухаються, згідно з формулою Стоксу, а також коефіці-єнт втрат енергії при взаємодії елементів.

Для обліку сили тертя, що виникає при взаємодії окремих елементів, в про-цесі обчислення приростів сил враховуються вказані в початкових даних коефіці-єнти тертя.

З урахуванням сказаного вище за формулу (1) і (4) наберуть вигляду:

dVy = q dt – 6 kv R Vy , (5)

dF = k Δl – kF V – kT F, (6)

12


де kV – опір середовища (коефіцієнт демпфування), R – радіус елементу, Vy – вер-тикальна складова швидкості, kF – коефіцієнт внутрішнього опору, визначуваний взаємодією елементів (коефіцієнт безповоротності, втрати енергії впродовж взає-модії), kT – коефіцієнт тертя, F – рівнодійна сил, прикладених до елементу.

Після визначення сил, прикладених до усіх елементів, виконується перемі-щення елементів на нову позицію відповідно до значень цих сил. Потім відбува-ється циклічне повторення перелічених вище операцій.

Впродовж кожного циклу суміжні частинки перевіряються на умови когезії і адгезії. Якщо частинки мають наближення одна до іншої на критичну відстань, во-ни злипаються між собою (дві або декілька). Одночасно перевіряються сили адгезії (когезії). Якщо вони досягають певних меж, злиплі комплекси руйнуються. Введе-на три межі для сил. А саме, частинки, що злилися, повинні відокремитися, якщо вони були стислі в нормальному напрямі на величину більшу, ніж межа стиску-вання Lt, або були зрізані в тангенціальному напрямі один відносно одного більше, ніж межа зрушення Ls, або зігнуті відносно з'єднання більше, ніж межа викрив-лення Lb.

Перевірка працездатності чисельної моделі і налаштування її парамет-рів. Початкові дані для виконання розрахунку готуються в текстовому файлі за допомогою вбудованого або будь-якого іншого редактора, працюючого з неформа-тованим текстом. Програма дозволяє готувати і редагувати файл початкових даних повністю автоматично. Це прискорює процес підготовки і знижує вірогідність ви-никнення помилок при завданні початкових параметрів.

Таким чином правдива динамічна поведінка взаємодіючих фаз моделюється при їх збагаченні флотації. Комп'ютерні коди розвинені в середовищі Дельфи-3. Моделювання поведінки двовимірного комплексу впродовж сотень тисяч циклів, які містять сотні часток, може бути закінчено за прийнятний період часу завдяки засобам об'єктного програмування.

Перед використанням описаної вище чисельної моделі для дослідження про-цесу взаємодії вугільних часток і повітряних бульбашок необхідно виконати пере-вірку правильності підібраних чинників з урахуванням властивостей фаз, що бе-руть участь, щоб модель адекватно відбивала реально протікаючі процеси. Для пе-рвинного налаштування моделі виконано моделювання відриву повітряної буль-башки від мінеральної пластинки. Цей експеримент комп'ютерного моделювання був проведений в умовах, відтворюючих фізичний експеримент.

Рівняння переміщення повітряної бульбашки уподовж похило розташованої пластинки в спрощеному виді:

m dv / dt = Fв Sin α – Fc – f ( Fв - mg ) Cos α , (7)

де m – маса бульбашки, Fв – виштовхуюча сила, Fc – сила опору переміщенню бульбашки, пов'язана з опором рідини і з силою, обумовленою взаємодією припо-верхневих шарів гідратів бульбашки і пластинки, f – коефіцієнт тертя.

Масою бульбашки і силою його тяжіння можна нехтувати зважаючи на їх мале значення в порівнянні з іншими діючими силами.

У комп'ютерній моделі поверхня пластинки з наклеєним на неї вугільним порошком моделювалася набором дрібних вугільних часток, які були міцно прик-ріплені одна до іншої за допомогою підбору коефіцієнтів нормальної деформації.

В процесі моделювання було помічено, що бульбашка при переміщенні уз-довж пластинки обертається навколо своєї осі. Це було визначено по зміні поло-ження радіусу бульбашки. При цьому бульбашка дещо деформувалася і витягува-

13


лася уздовж пластинки, формуючи 5 елементарних контактів з її поверхнею. Точки контакту збільшують міцність з'єднання бульбашки з поверхнею пластинки і буль-башку залишається прикріпленим до пластинки.

При нахилі пластинки до кута в 150 відбувається просування бульбашки по-вітря вперед і вгору, до іншого кінця пластинки. Проте швидкість переміщення бу-льбашки залишалася незначною – за 1.3 з бульбашка перемістилася на відстань близько 29 мм, тобто бульбашка рухалася з середньою швидкістю 22 мм/с.

При куті нахилу пластинки рівному 250 бульбашка за цей же час долала відс-тань близько 90мм, переміщаючись уздовж пластинки. Таким чином, середня швид-кість переміщення бульбашки за заданих початкових умов склала близько 69 мм/с.

При завданні кута нахилу пластинки рівним 550 спостерігалося швидке пе-реміщення бульбашки уздовж поверхні усієї пластинки, його відрив і подальше різке спливання.

Отримані значення свідчать про те, що для гідрофільної поверхні швидкість переміщення бульбашки збільшується. Швидше просування бульбашки уздовж пластинки при збільшенні кута її нахилу викликане збільшенням результуючої си-ли, яка значно перевищує сили опору руху спливаючої бульбашки.

За даними практики оптимальна швидкість переміщення газоподібної фази для бульбашок крупності флотації складає 50-150 мм/с при кутах нахилу пласти-нок в межах 25-55 градусів.

Таким чином, проведене моделювання продемонструвало прийнятну пове-дінку комп'ютерної моделі при моделюванні окремих стадій процесу взаємодії фаз при збагаченні флотації і довело її ефективність.

Висновки 1. Експериментальні методи прямого виміру параметрів взаємодії є склад-

ними, тривалими і часто дають неоднозначні результати. 2. Чисельний метод моделювання дозволяє досліджувати тонкі процеси на

мікрорівні в маленьких масштабах часу. 3. Виконаний для налаштування чисельної моделі імітаційний експеримент

по дослідженню спливання повітряної бульбашки уздовж похилої пластинки з гід-рофобного матеріалу показав, що швидкість спливання бульбашки при різних ку-тах нахилу змінюється в межах порядку 20-70 мм/с.

4. Критичний кут нахилу пластинки при імітаційному експерименті склав 150. 5. Проведене імітаційне моделювання показало порівнянність результатів з

даними фізичного експерименту. 6. Проведене моделювання продемонструвало прийнятну поведінку комп'ю-

терної моделі при моделюванні окремих стадій процесу взаємодії фаз при збага-ченні флотації і довело її ефективність.

Список використаної літератури 1. Гарковенко Е.Е. Взаємодія фаз при обезводненні тонких класів вугілля / Е.Е. Гарковенко //

Збагачення корисних копалин. – Дніпропетровськ. – 2001. – №13(54). – С. 116-121. 2. Ємельянов Д.С. Основи флотації вугілля / Д.С. Ємельянов. – Харків: ХГУ, 1958. – 290 c. 3. Гарковенко Е.Е. Особливості флотації і обезводнення тонкодисперсних вуглевмісних матеріа-

лів / Е.Е. Гарковенко, Е.И. Назимко, А.И. Самойлов, Ю.Л. Папушин. – Донецьк: Норд-прес, 2002. – 266 с.

4. Гарковенко Е.Е. Особенности флотации и обезвоживания тонкодисперсных углесодержащих материалов / Е.Е. Гарковенко, Е.И. Назимко, А.И. Самойлов. – Донецк: Норд-пресс, 2002. – 256 с.

14



Е.И. Назимко, В.И. Друц

МОДЕЛИРОВАНИЕ ПОВЕДЕНИЯ ФАЗ ПРИ ОБРАЗОВАНИИ ФЛОТАЦИОННОГО КОМПЛЕКСА

В данной работе рассмотрена компьютерная модель для моделирования кинетики взаимодействия фаз при обогащении. В ходе проведения имитационного эксперимента была поставлена задача определения параметров взаимодействия частиц и пузырьков при образовании флотационного комплекса. Проведена проверка работоспособности численной модели и настройки ее параметров, получение данные проде-монстрировали приемлемое поведение компьютерной модели при моделировании отдельных стадий процесса взаимодействия фаз при обогащении флотацией и доказало ее эффективность.

Ключевые слова: флотация, флотационной комплекс, численное моделирование, взаимодействия фаз, цикл, эффективность флотации, угол наклона.

L. I. Nazymko, V.I. Druts

MODELING BEHAVIOR PHASE THE FORMATION OF FLOTATION COMPLEX

In this work we consider a computer model to simulate the kinetics interaction of phases at enrichment. During the simulation experiment was tasked to determining the parameters interaction of particles and bubbles during the formation of flotation complex. Checked performance the numerical model and parameter settings getting data demonstrated acceptable behavior at a computer model simulating the individual stages of the process of interaction phases at enrichment by flotation and this proved its effectiveness.

Keywords: flotation, flotation complex, numerical simulation, interaction phases, cycle, flotation efficiency, angle.

15


УДК 622.281

Р.Н. ТЕРЕЩУК (канд. техн. наук, доц.) Государственный ВУЗ «Национальный горный университет», г.Д непропетровск

АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ГОРНЫХ ВЫРАБОТОК НА ШАХТАХ

ООО «ДТЭК ДОБРОПОЛЬЕУГОЛЬ»

Рассмотрены горно-геологические и горнотехнические условия проведения и поддержания гор-ных выработок на шахтах ООО «ДТЭК Добропольеуголь». Выполнен анализ производственной деятель-ности ООО «ДТЭК Добропольеуголь». Определены основные факторы, влияющие на устойчивость вы-работок. Намечены основные направления исследований для решения технических вопросов улучшения работы шахт связанных с проведением, креплением и поддержанием горных выработок.

Ключевые слова: горная выработка, условия разработки, производственная деятельность, устойчивость выработки.

Общество с ограниченной ответственностью “ДТЭК Добропольеуголь” со-

стоит из двух шахтоуправлений «Добропольское» и «Белозерское», в которые вхо-дят 6 шахт: “Белицкая”, “Добропольская”, “Алмазная”, “Белозерская”, “Новодо-нецкая” и “Пионер”.

Поля шахт расположены в северо-западной части Красноармейского углено-сного района Донбасса и представляют собой равнину степного характера площа-дью около 1900 км2.

Угленосные отложения Красноармейского региона включают более 50 уго-льных пластов рабочей мощности. Основная промышленная угленосность связана с отложениями свит 5

2C , 62C , 7

2C , содержащих более 30 угольных пластов, из кото-рых более 10 расположены на значительной площади и имеют мощность 0,7…2,6 м. Мощность остальных пластов не превышает 0,65 м. Угол падения пластов колеб-лется в пределах 9…13 градусов.

Балансовые запасы каменного угля в недрах на территории района состав-ляют, примерно, 4,5 млрд. тонн. Одна треть запасов представлена дефицитными углями, пригодными для коксования. Угли малометаморфизованых марок Д, Г, ГЖ. В центральной части региона сосредоточены газовые угли, близкие к жирным и жирные.

Все шахты обеспечены достаточным количеством разведанных запасов. Практически на каждой из них имеются резервные пласты или блоки, которые мо-гут быть прирезаны к шахтам.

Средняя глубина разработки составляет 715 метров. Максимальная глубина очистных работ достигает 983 м (шахта “Алмазная”).

Все шахты опасны по пыли. Все отрабатываемые пласты не выбросоопасны. 4 шахты являются сверхкатегорными по газу и 2 – третьей категории.

Вскрытие шахтных полей на угольных предприятиях осуществлено, как пра-вило, двумя центрально-сдвоенными вертикальными стволами и капитальными квершлагами. Исключение составляет шахта “Алмазная”, где кроме двух вертика-льных стволов на основной горизонт 107 м с поверхности пройдено два наклонных ствола (конвейерный и грузовой).

Схема подготовки шахтного поля – панельная. Порядок отработки запасов в шахтных полях – от ствола к границам полей. Общее направление выемки ярусов в пределах панели – нисходящее. Отработка ярусов (выемочных полей) производит-ся, в основном, обратным ходом.

© Терещук Р.М., 2014 16


Подготовка панелей производится тремя наклонными выработками, которые проводят по пласту с верхней или нижней подрывкой и крепятся металлической арочной податливой крепью.

Подготовка ярусов осуществляется ярусными штреками (конвейерным и ве-нтиляционным), проводимыми по простиранию.

Система разработки на всех шахтах принята длинными столбами по прости-ранию с длиной выемочного столба от 700 м до 2000 м.

Высокие темпы интенсификации горных работ привели к существенному усложнению условий разработки на шахтах. С углублением горных работ также увеличивается ступенчатость транспорта. Количество транспортных ступеней от основного горизонта до очистного забоя составляет, в основном, две ступени.

Количество и протяженность наклонных выработок (уклонов и ходков) уве-личивается. Значительная часть этих выработок попадает в зону влияния очистных работ, что снижает их устойчивость, в то время как роль этих выработок в компле-ксе работ по добыче возрастает.

На всех шахтах применяется 100% конвейеризация транспортировки горной массы от очистных и подготовительных забоев до ствола шахт.

Способ проветривания на шахтах – всасывающий. Схема проветривания, как правило, комбинированная.

Для обеспечения шахт воздухом практически на каждой шахте дополните-льно на флангах (реже в центре шахтного поля) пройдены вентиляционные стволы или скважины.

Геологическое строение Красноармейского угольного региона характеризуе-тся развитыми осадочными породами среднего и верхнего карбона, перекрытыми почти по всей площади более молодыми осадками (кайнозойскими, триасовыми, юрскими), суммарная мощность которых постепенно увеличивается с юга на север, достигая у северной границы 520 м.

Литологический состав пород, вмещающих угольные пласты, представлен, в основном, аргиллитами, алевролитами, песчаниками и, реже, известняками.

Основное простирание пород – северо-западное. В южной части региона на-блюдается небольшой плавный дугообразный изгиб, в связи с чем, простирание пород принимает здесь меридиальное направление.

Направление пород изменяется от восточного на юге до северо-восточного в центральной и северной частях региона. Падение пород пологое и изменяется от 3 до 15 градусов.

Основными разрывными нарушениями в регионе являются надвиги субме-ридиального направления, такие как Селидовский, Красноармейский, Самарский и Центральный. Все они пересекают породы в диагональном направлении по отно-шению к их простиранию.

Водоносность отложений карбона приурочена к трещиноватым песчаникам и известнякам. По условиям накопления и циркуляции воды относятся к трещино-ватым, напорным. Фильтрационные свойства каменноугольных отложений изме-няются существенно даже на небольших расстояниях в зависимости от их трещи-новатости, как по глубине, так и по площади их залегания.

Угли разрабатываемых пластов отнесены к VI категории по классификации профессора М.М. Протодьяконова с коэффициентом крепости f = 1,5, имеют ясно выраженную систему трещин с азимутом 87…1000 и углом падения 87…890.

Породы комковатой текстуры с поверхностями скольжения или “кучерявые” с отпечатками обуглившейся растительности имеют прочность в 2…3 раза ниже,

17


чем монолитные. На устойчивость пород кровли также оказывает влияние их слои-стость и величина сцепления между слоями.

Существенное влияние на прочность вмещающих пород оказывает вода. Трещиноватые известняки и песчаники отличаются высокой водообильностью, а непосредственный контакт воды с горными породами довольно негативно сказы-вается на прочности последних.

Целью работы является изучение и оценка состояния горных выработок на шахтах ООО «ДТЭК Добропольеуголь».

Материал и результаты исследований. Данные о горно-геологическом стро-ении Красноармейского угольного региона, показывают, что сооружение и подде-ржание горных выработок шахт ООО «ДТЭК Добропольеуголь» осуществляется в очень тяжелых условиях. Горные породы, обладающие низкой прочностью, слабой устойчивостью, теряющие свою прочность при насыщении их водой, склонные к пучению, а также наличие ряда геологических нарушений, в полной мере отража-ются на состоянии протяженных горных выработках шахт.

Общая протяженность ежегодно поддерживаемых выработок на шахтах ООО «ДТЭК Добропольеуголь» составляет 420…360 км (рис. 1).

350

360

370

380

390

400

410

420

430

2001 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012Год

км

Рис. 1. Протяженность действующих выработок на конец года [1] Из рис. 1 следует, что протяженность действующих выработок из года в год

сокращается. Вызвано это тем, что уменьшается число действующих очистных за-боев и, соответственно, снижаются объемы добычи полезного ископаемого и про-водимых вскрывающих и подготовительных выработок (рис. 2 и 3). Это приводит к некоторому снижению суммарной длины выработок, не удовлетворяющих требо-ваниям правил безопасности (рис. 4), исключением являются два последних года, где этот показатель ухудшился с 10% до 15%. Только за последние годы намети-лась тенденция к стабилизации добычи полезного ископаемого (около 4 млн. т) и объемов сооружаемых выработок (около 20 км).

Для обеспечения работоспособности шахт часть поддерживаемых выработок (до 12…15% рис. 5) подвергается ремонтам.

Основная причина ремонтных работ кроется в наличии пучения пород почвы выработки (60%) и несоответствии несущей способности крепи действующей на-грузке (40%). Основная часть ремонтных работ приходится на выработки, испыты-вающие влияние очистных работ.

18


3000

3500

4000

4500

5000

5500

6000

2001 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012Год

тыс. т

Рис. 2. Объемы добычи полезного ископаемого [1]

1517

1921

232527

2931

3335

2001 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012 Год

км

Рис. 3. Протяженность проведенных выработок [1]

51015202530

3540455055

2001 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012Год

км (%)

Рис. 4. Протяженность поддерживаемых выработок, не удовлетворяющих требованиям правил

безопасности [1]

19


320036004000440048005200560060006400680072007600

2001 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012Год

м

Рис. 5. Протяженность отремонтированных выработок [1] Для крепления выработок на шахтах компании применяется, в основном, ме-

таллическая арочная податливая крепь из СВП. В зависимости от прочности окру-жающих пород плотность установки арок изменяется от 1 до 2 рам на 1 погонный метр выработки. Межрамное ограждение выполняется из железобетонных или де-ревянных затяжек, а также из металлической сетки.

Следует отметить, что несмотря на снижение объемов прохождения вырабо-ток за последние годы, для их крепления требуется существенный расход металло-крепи, связанный с ростом глубины разработки и ухудшением условий поддержа-ния выработок.

Общие характерные для шахт факторы, влияющие на устойчивость горных выработок: повышенное горное давление, повышенные водопритоки, частичное несоответствие крепи данным горно-геологическим условиям разработки. Средний показатель устойчивости обследованных выработок составляет: наклонных – 0,68, подготовительных в зоне влияния лавы – 0,59 и подготовительных вне зоны влия-ния лавы – 0,89 [2, 3].

Выводы Анализ деятельности ООО “ДТЭК Добропольеуголь” за последние годы по-

казывает, что после многолетнего снижения добычи полезного ископаемого, наме-тилась тенденция к стабилизации объемов добычи угля и сооружения выработок и повышение производительности труда. Сооружение и поддержание подземных го-рных выработок на шахтах осуществляется в очень тяжелых горно-геологических и горнотехнических условиях. Успешное решение вопроса обеспечения устойчи-вости капитальных и подготовительных горных выработок может быть достигнуто при применении новых технологий прохождения выработок и использовании бо-лее эффективных и металлосберегающих видов крепи.

Дальнейшие исследования будут направлены на усовершенствование спосо-бов проведения и крепления выработок, с применением различных ресурсосбере-гающих видов крепи, в условиях шахт ООО “ДТЭК Добропольеуголь”.

20


Список использованной литературы

1. Державна статистична звітність 2001-2012 рр. Форма №1-пек (вугілля). 2. Терещук Р.Н. Обследование состояния горных выработок на шахтах шахтоуправления «Доб-

ропольское» ООО «ДТЭК Добропольеуголь» / Р.Н. Терещук, А.Е. Григорьев // Проблеми гірського тиску. – 2012. – №1 (20) - №2 (21). – С. 68-85.

3. Терещук Р.Н. Экспериментальные исследования и оценка состояния горных выработок на шахтах шахтоуправления «Белозерское» ООО «ДТЭК Добропольеуголь» / Р.Н. Терещук, А.Е.Григорьев // Сучасні ресурсоенергозберігаючі технології гірничого виробництва. – 2012. – Вип. 2 (10). – С. 60-67.


Р.М. Терещук

АНАЛІЗ СТАНУ ГІРНИЧИХ ВИРОБОК НА ШАХТАХ ТОВ «ДТЕК ДОБРОПІЛЛЯВУГІЛЛЯ»

Розглянуто гірничо-геологічні та гірничотехнічні умови проведення та кріплення гірничих виробок на шахтах ТОВ «ДТЕК Добропіллявугілля». Виконано аналіз виробничої діяльності ТОВ «ДТЕК Добропіл-лявугілля». Визначено основні фактори, які впливають на стійкість виробок. Намічено основні напрямки досліджень для вирішення технічних питань покращення роботи шахт, пов’язаних з проведенням, кріп-ленням та підтримкою гірничих виробок.

Ключові слова: гірнича виробка, умови розробки, виробнича діяльність, стійкість виробки.

R. Tereschuk

ANALYSIS OF MINE WORKINGS’ STATE IN MINES LTD «DTEK Dobropolyeugol»

Mining-geological and mining conditions as well as maintenance of mine workings in the mines LTD «DTEK Dobropolyeugol» are considered. The analysis of production of LTD «DTEK Dobropolyeugol» is carried out. The main factors affecting the stability of workings are defined. The main directions of research to improve the resolution of technical issues related to the drive, fastening and the maintenance of mine workings are outlined.

Keywords: mine working, the terms of the development, production activity, stability of mine working.

21


УДК 662.8.18: 662.8.19

А.Н. КОРЧЕВСКИЙ (канд. техн. наук, доц.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк К.В. ГУМЕНЮК (инж.) ООО «Ресурс-Инжиниринг», г. Донецк А.В. ПЛАСТОВЕЦ (магистр) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

КОМПЛЕКСНОЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И ПЕРЕРАБОТКА ОТВАЛЬНОГО ШЛАКА

Статья посвящена исследованию вторичных источников сырья а именно отходов металлургии.

Основная преследуемая цель это поиск более рационального решения по комплексной переработке от-вального шлака, с целью достичь безотходности производства и большей экономической выгоды. Реше-ние получение в этой статье основано на экспериментальных данных и прошло полупромышленные ис-пытания. Для решения данной проблемы применялись исходные пробы шлака с разных металлургиче-ских заводов Украины. В статье приведены усредненные результаты основанные на большом количестве экспериментов.

Ключевые слова: шлак, металл, комплексное использование, схемы обогащения, клинкер, дро-билки, мельница, сепаратор.

Введение В настоящее время все больше и больше набирает актуальность поиск дополни-

тельного источника сырья. Одним из таких источником сырья являются отходы уже существующих производств. Использование и переработка вторичных источников сы-рья является привлекательным не только в плане получения полезных компонентов но и дает ощутимый положительный экологический эффект а так же освобождает новые площади земли, и при не стандартном управлении производством позволит убрать за-траты на складирование отходов из графы себестоимости производства.

Поиск проблемы и ее связь с научными и практическими задачами В настоящее время переработка и комплексное использование вторичных

источников сырья только набирает обороты. В наши дни активно разрабатываются угольные тереконы и шламоотстойники. Темой исследование является определе-ние обогатимости и разработка схемы для комплексной переработки и использова-ния металлургического шлака. Существующие решения данной проблемы имеют ряд технологических в основном направлены на получения гранулированного шлака для дорожного строительства. Схема переработки (рис.1) включает одну стадию сортировки для отдиления просыпи, затем материал дробят. Предворите-льно на конвейере из материала извлекаются крупные металлические частицы. По-сле дробления металлоотделитель с ленты выбирает металлизирование части, за-тем оссуществляеться грохочение на два товарных класса шлака, крупный и сред-ний классы, которые по пути в бункер на конвейера проходят через металоотдели-тель для отделения остатков магнитной фракции.

Затем мелкий класс отправляется на обеспыливание и аэроклассификацию и после класс, -0,3 проходит через трубный магнитный сепаратор, а класс 10-0,3 отпра-вляют на магнитную сепарацию после которой получают товарную магнитную фрак-цию. Суммарный выход магнитного концентрата по этой схеме равен 4-5%. Выход сортированного шлака для продажи в дорожную промышленность равен 65-80%. Ос-тальная мелачь отправляется обратно на отвал и ее выход составляет 10-20%.

Не совершенство этой схемы в том что с крупнокусковым классифициро-ванным шлаком теряется большая часть металлических включений. Разработанная

© Корчевський О.М., Гуменюк К.В., Пластовець О.В., 2014 22


схема переработки металлургического шлака которая позволяет достичь степени извлечения 90-95%.

Рис. 1. Традиционая схема переработки отвального шлака Поиск и разработка альтернативной схемы переработки Исследование исходной пробы заключено в проведении экспериментов на

дробимость и классифицируемость материала. Исследования подтвердили вывод, что данный материал очень хрупкий и обладает высокой прочностью. На основа-нии выводов приняты к применению щековые типы дробилок. Для мелкодисперс-ного материала необходимо применять метод аэроклассификации. Эффективность данного метода позволяет отказаться от мокрых видов классификации что упроща-ет схему обогащения отсутствием водно-шламового хозяйства.

Полное раскрытие пробы и проведение гранулометрического анализа позво-лило изучить составляющие шлака и иметь полное представление о наличии ме-таллизированных включений в нем.

Конечная схема комплексной переработки включае 90 точек опробования технологического процесса (рис.2).

Выводы о дробимости, магнитных свойствах материала и были подобраны оптимальные магнитные классы и степени дробления и измельчения позволили ра-зработать упрощенную схема для получения конечных 8 продукта и имеет вид как на рис.3.

Исходный материал поступает на предварительная отборку не дробимых ку-сков. Затем материал поступает на грохот и выделяют класс +40 который идет в щековую дробилку. После дробления материал смешивается с классом -40 и по конвейеру проходит через железоотделитель на котором выделяеться магнитная

23


врукция +10 (1 продукт). По конвейеру не магнитные сростки проходят дальше на классификацию по 10 мм и класс +10 направляется в шековую дробилку. Затем он снова смешивается с классом -10 мм и проходит выборку магнитной фракции ме-таллоотделителем на конвейере. Получаем магнитную фракцию 2 класс 10-3мм. Не магнитная фракция направляется на грохочение по 3мм. Надрешетный продукт от-провляется на дробление в валковую дробилку. После валковой дробилки поступа-ет материал поступает на классификацию по 1 мм где надрешотный продукт явля-ется магнитной фракцией класс 3-1мм продукт 3. А подрешотный продукт направ-ляется на измельчение. Анализ процесса операции дробления в волковой дробилке позволяет выделить магнитную фракцию за счет того, что частицы металла не из-мельчаються в валковой добилке а разклюпываются, то есть валковая дробилка служит как бы прокатным станом и увеличивает размеры металлической частицы. Ну а частицы шлака дробятся в валковой дробилке. В итоге мы получаем увеличе-ние металлических частиц примерно в два раза, и уменьшение частиц шлака до ра-змера цели в дробилке. Чистоту продукта 3 можно регулировать за счет размера ячейки сита на грохоте после валковой дробилки.

Рис. 2. Схема исследований металлургического шлака

24


Рис. 3. Альтернативная схема переработки отвального шлака

Подрешотный продукт поступает на измельчение в мельницу а затем прохо-

дит аэроклассификацию по зерну 0,074 мм. Класс -0,074 это клинкер продукт 8. В данной операции в силу вступают прочностные свойства шлака и металла. Металл по своим свойствам более пластичный чем шлак. На основании этих свойств нам необходимо в данной операции учесть влияние загрузки измельчающих тел, и на-править усилия на оттирку с поверхности металла частиц шлака.

Класс +0,074мм отпраляеться на классификацию по 0,5 мм. Классы 1-0,5 и 0,5-0,074 по отдельности направляються на магнитную сепарацию. После магнит-ных сепараций получаем магнитный продукт 4 и 6 и не магнитный продукт 5 и 7 которые представлены метализироваными частицами не обладающими магнитны-ми свойствами, к примеру маленькие шарики нержавеющей стали. Качественные и количественные показатели приведены в таблице 1.

25


Таблица 1 – Качественно количественные показатели продуктов

№ продукта Выход;% Содержание Fe;% 1 8,65 81,1 2 0,62 67,1 3 0,77 80,6 4 1,85 78,6 5 0,88 65,1 6 4,15 77,5 7 2,98 67,6 8 80,1 1,35

Итого 100 16,39

Среднее содержание железа по данному эксперименту 76,9, а выход концен-трата составил 19,9%

Данная схема способна обеспечить выход магнитных фракций 15-22 %, в за-висимости от исходного качества рядового шлака.

Продукты 1 2 3 4 5 6 7 ----железосодержащий концентра с содержанием 60-80% железа в зависимости от исходного качества рядового шлака. Цена такого концентрата ориентировачно 110$ за тонну.

Продукт 8 являтется клинкерной составляющей которую планируется поста-влять на цементные заводы по цене 50$ за тонну.

Минусом данной схемы является повышениые капитальные затраты на соо-ружение установки примерно в два раза. А также повышены затраты на функцио-нирование данной установки так же примерно в два раза.

Таким образом можно сделать вывод что увеличение капитальных затрат в двое позволило нам увеличить выручки в 7,5 раз.

В итоге можно сделать вывод что разработанная схема является более целе-сообразной, так как она является комплексной, а именно безотходной а так же яв-ляется более рентабельной по сравнению с традиционными схемами.


1. Байрамов Б.И. Переработка шлаков ферросплавного производства / Б.И. Байрамов, В.П. Зайко, М.А. Рысс. – Южно-Уральское книжное издательство, 1971. – 64 с.

2. Карноухов В.Н.Технология низкоуглеродистого феррохрома / В.Н. Карноухов, Ю.И. Воронов, В.П. Зайко, В.И. Жучков. – Екатеринбург: УрО РАН, 2001. ISBN5-7691-1122-4.

3. Патент РФ RU2145361 С1, 10.02.2000, С22В 7/4. Способ переработки отвальных шлаков.


О.М. Корчевський, К.В. Гуменюк, О.В. Пластовець

КОМПЛЕКСНА ПЕРЕРОБКА ТА ЗБАГАЧЕННЯ ВІДВАЛЬНОГО ШЛАКУ

Стаття присвячена дослідженню вторинних джерел сировини а саме відходів ме металургії . Основна переслідувана мета це пошук більш раціонального рішення з комплексної переробки відвального шлаку, з метою досягти безвідходності виробництва та більшої економічної вигоди. Рішення отримання в цій статті засноване на експериментальних даних і пройшло напівпромислові випробування. Для вирішення даної проблеми застосовувалися вихідні проби шлаку з різних металургійних заводів України. У статті наведені усереднені результати засновані на великій кількості експериментів.

26


Ключові слова: шлак, метал, комплексне застосування, схема збагачення, клінкер, дробарки, млин,сепа-ратор.

A.Korchevskiy, K. Gumenyuk, A. Plastovets

INTEGRATED USE AND RECYCLING DUMP SLAG

The article investigates the sources of secondary raw materials namely waste metallurgy . The main goal pursued is to seek more efficient solutions for complex processing of slag dump , in order to achieve non-waste production and greater economic benefits. Solution obtained in this paper is based on experimental data and pilot tests passed . To solve this problem, the initial sample of slag with different metallurgical plant's rows of Ukraine. The article shows the average results based on a large number of experiments .

Keywords: slag, metal, comprehensive utilization, flow sheet, clinker crusher, mill, separator.

27


УДК 622.236:622.817.5

С.А. КАЛЯКИН (д-р техн. наук, проф.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

ТЕРМОХИМИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ УГОЛЬНОГО ВЕЩЕСТВА В ПЛАСТАХ

НА БОЛЬШИХ ГЛУБИНАХ

В работе приведены результаты исследований термохимических параметров угольного веще-

ства, полученных в результате его преобразования на больших глубинах. В недрах Земли угольное веще-ство под действием горного давления химически преобразуется в пластах и обменивается энергией с окружаемым горным массивом. Установили, что механизм перестройки угольного вещества и изменение его элементного состава можно объяснить при помощи цепных реакций с участием метилена и трансму-тации ядер путем холодного ядерного синтеза (ХЯС) одних элементов в другие. Данные реакции (ХЯС) идут с большим выделением энергии. Поэтому уголь в конце завершения сложного процесса метамор-физма обладает избыточной внутренней энергией в виде отрицательной теплоты образования угольного вещества, которая определяет его энергетические показатели, способности к саморазложению, газовыде-лению и выбросоопасности.

Ключевые слова: угольное вещество, энтропия, метастабильность, трансмутация ядер элемен-тов, холодный ядерный синтез, теплота и энтальпия образования угля.

Введение. По мере добычи угля в Донбассе происходит увеличение глубины

разработки горных массивов. В связи с этим роль природных и техногенных фак-торов, влияющих на газоносность и выбросоопасность пластов в угольных шахтах, возрастает. Поэтому очень часто на угольных шахтах происходят взрывы горючих газов и угольной пыли, внезапные выбросы угля, газа и пожары, которые сопрово-ждаются многочисленными авариями и катастрофами с человеческими жертвами. Следовательно, требуются исследования термохимических процессов, протекаю-щих при преобразованиях углей в зонах тектонической активности пластов и гор-ного массива.

Анализ последних исследований и публикаций, показал, что на угольных шахтах сложилась крайне негативная обстановка в области их взрывобезопаснос-ти, в связи с недостаточной изученностью геомеханохимических процессов, прои-сходящих в угольных пластах на большой глубине. При горных работах на боль-шой глубине отсутствуют достоверные данные при оценке взрывоопасности горю-чих газов и наночастиц угольной пыли, генерируемых угольным веществом в про-цессе его разрушения. Нет четкого понимания причин и механизма внезапных вы-бросов угля, породы и газа, пирофорности наночастиц угольной пыли, самовозго-рания угля и иных газодинамических явлений на разрабатываемых пластах. Все это вызывает необходимость исследования опасности угольного вещества в про-цессе добычи угля и проведения горных выработок для повышения охраны труда шахтеров.

Целью данной работы является исследование термохимических параметров угольного вещества, образованного на большой глубине и установление возмож-ных механизмов реакций разложения и перестройки структуры молекул угля в пластах. Определение внутренней энергии угля в зонах тектонической активности горного массива.

Материалы исследований. Ключевыми вопросами в проблеме обеспечения безопасности горных работ на большой глубине угольных шахт являются: устано-вление причин и механизма образования большого количества горючих газов углем, предотвращение газодинамических явлений на разрабатываемых пластах и

© Калякін С.О., 2014 28


уточнение механизма воспламенения и взрывов горючих газов и угольной пыли в горных выработках шахт. Данные вопросы попытаемся решить, используя разви-тие новой физико-химической гипотезы образования энергонасыщенных выбросо-опасных углей на глубоких горизонтах угольных шахт.

Уголь является осадочной горной породой, предположительно образованной в результате преобразования органического вещества растительного происхожде-ния. При характеристике углей подчеркивают особую роль углефикационных про-цессов, определяющих переход от однотипного исходного органического материа-ла к углям ряда различного метаморфизма. Этот ряд отражает рост зрелости углей и связывается с определенными этапами и стадиями преобразования в них органи-ческого вещества. Превращение органического вещества в углях – метаморфизм, связывается с изменением химического состава углей и его зависимостью от глу-бины залегания и времени.

Важной закономерностью месторождений угля является их пространствен-ная приуроченность к зонам глубинных разломов фундамента в мантии Земли. Особенностью строения угольных пластов с точки зрения глубинной тектоники является то, что разрывные нарушения в карбоновых отложениях обусловлены те-ктоническими процессами и механическим воздействием горных пород на сфор-мированные угольные толщи. Механическое воздействие пород на угольные плас-ты приводит к неравномерному давлению в них, которое сочетается с деформацией сдвига и другими проявлениями тектонической активности, разрушающими уголь. Это приводит к возникновению и ускорению твердофазных реакций в угле, вслед-ствие механоактивации молекул угольного вещества, способных к химическим превращениям. Для каменного угля можно записать изменение внутренней энер-гии твердого тела при тектонической активности – Е в виде:

ii d

dQdE

, (1)

где Q – тепло выделяющееся в элементарном объеме угля;

ii

d – член, характеризующий полную работу сил деформации

на единицу массы угольного пласта. Каменные угли представляют собой природные полимеры, образованные

макромолекулами угольного вещества, состоящими из углеводородных цепочек и графитоподобных фаз, соединенных алифатическими фрагментами или гетероак-тивными группами атомов, например: С – ОН; С – NH2 и т.д. В отличие от крис-таллических тел, которые содержат дефекты структуры и дислокации в кристалли-ческой решетке, эти дефекты в твердом теле ответственны за накопление и сохра-нение внутренней энергии, уголь таких дефектов не имеет. Поэтому запас внут-ренней энергии в угле мгновенно расходуется на активацию макромолекул уголь-ного вещества и инициирование в них химических преобразований происходящих в веществе. Суть таких преобразований связана с разрывом определенных химиче-ских связей в макромолекулах угля и соответственно к химическим реакциям, при-водящим к перестройке структуры и изменению его состава. Таким образом, уго-льное вещество утилизирует избыток внутренней энергии при тектонической акти-вности массива на свою перестройку, тем самым освобождается от дополнительно запасенной энергии. В результате этого происходит генезис каменных углей и об-разование различных марок углей. Так на первых стадиях из органического вещес-тва образуется торф, который состоит практически из углерода – С, водорода – Н,

29


кислорода – О и в его составе практически отсутствуют азот – N и сера – S. При-мерно такая же картина по составу элементов у антрацита, а графит состоит прак-тически только из атомов углерода. Азот в очень небольших долях процентов поя-вляется в антрацитах и присутствует в тех же процентах, что и кислород и водо-род. Углеводородная система при высоких давлениях в Земле на большой глубине превращается в систему подобную графиту, и она легко адсорбирует в порах газо-образные продукты реакции, образующиеся при ее перестройке и распаде. Таким образом, эта система превращается в графитовый интеркалат. Веществом – «хозя-ином» в интеркалатах служит графит, а межслоевое между графеновыми плоско-стями пространство заполнено молекулами газа. Интеркалация графита всегда со-провождается изменением его физико-химических свойств, электронной структу-ры, электромагнитных и спектральных свойств вещества. Интеркалаты электроп-роизводящие вещества, обладающие свойствами катализаторов химических реак-ций. Нужно отметить, что интеркалаты с дефицитом или избытком электронов в графеновом слое с одним и тем же «гостем» - молекулами газа в зависимости от условий равновесия могут образовывать соединения различных степеней строения, характеризуемых определенностью состава. Поэтому в межслоевых пространствах, образованных графитовыми слоями макромолекул протекают химические реакции между газами и графенами:

С + СО2 => 2СО,

С + 2Н2О => СО2 + 2Н2,

СО + 3Н2 => СН4 + Н2О,

СН4 + С => 2 2HC

. (2)

Образование метилена – 2HC

в межслоевом пространстве макромолекул графита, приводит к его перестройке в уголь по реакции «внедрения». По связи С-С внедрение метилена приводит к образованию типичных для угля цепочек:

. Эфирные связи в макромолекулах образуются через ряд цепных реакций ме-

тилена с парами воды и углеводородной цепочкой:

2HC

+ Н2О => СН2 = О + Н2 и далее

Таким образом, за счет давления, температуры и катализа в макромолекулах

графитовых интеркалатов идет их перестройка до углеподобных молекул. Фор-мально можно по данному механизму объяснить метаморфизм и катагенез уголь-ного вещества, но имеется одно из самых важных противоречий. С помощью ради-кально-цепных реакций в интеркалатах графитоподобных структур нельзя объяс-нить накапливание и изменение содержания азота и серы в углях. Их не адекват-ные количества в разных видах углей указывают на нарушение материального ба-

30


ланса по этим химическим элементам при переходах угольного вещества из одного вида в другой. Появление в макромолекулах угольного вещества, больших коли-честв азота и серы можно объяснить только путем трансмутации ядер одних хими-ческих элементов в результате их распада или слияния ядер в другие.

Известно аномальное физическое явление – низкоэнергетической трансму-тации атомных ядер химических элементов. Суть этого явления заключается в том, что в слабо возбужденных, в масштабах понятий ядерной физики, конденсирован-ных средах, одни химические элементы превращаются в другие. Явление низкоэ-нергетической трансмутации элементов было зарегистрировано при тлеющем раз-ряде, электровзрыве металлической фольги, ультразвуковой обработке и электрон-ной плавке металлов [1]. Первым на возможность трансмутации ядер химических элементов, образовывающих макромолекулы угольного вещества указал А.В. Шес-топалов [2]. Он предложил механизм трансмутации ядер элементов, составляющих угольное вещество, в метан на острие растущих при разрушении угля трещинах, возникающих в результате тектонической активности пород горного массива, вмещающих угольный пласт. В целом этот подход может объяснить природу обра-зования и достаточно большого содержания в угольном веществе азота и серы. Их содержание в угле имеет место в гораздо больших количествах, нежели может воз-никнуть при образовании из белка, содержащегося в органической углеобразую-щей массе. Тогда предположим, что слияние ядер химических элементов, образу-ющих макромолекулы угля, приводит к образованию азота и серы. Азот образуется из углерода и водорода:

12С + 1Н => 13N + γ + 1,95 МЭВ 13N => 13С + е+ + νе + 1,37 МЭВ 13С + 1Н => 14N + γ + 7,54 МЭВ

Сера и фосфор образуются из кислорода по следующей цепочке ядерных ре-

акций с участием азота и водорода:

14N + 1Н => 15О + γ + 7,29 МЭВ 15О => 15N + е+ + νе + 2,76 МЭВ 15N + 1Н => 16О + γ + 12,13 МЭВ 16О + 16О => 32S + γ + 16,54 МЭВ

16О + 16О => 31P + p

Необходимо обратить внимание на тот факт, что все вышеприведенные яде-рные реакции идут с большим выделением энергии. Это означает, что за миллионы лет преобразований угольное вещество на свою структурную перестройку молекул и атомов утилизирует огромное количество энергии. Следовательно, по своей при-роде уголь метастабильный материал, о стабильности которого можно говорить то-лько для определенных условий. Согласно уравнения (1) рост внутренней энергии dE может быть связан с выделением тепла в элементарном объеме угля dQ (dQ > 0) или за счет действия внешних сил, вызывающих деформацию угольного пласта. Если считать уголь стабильным веществом, то в стационарном состоянии все па-раметры состояния не зависят от времени. Это верно также и по отношению к энт-ропии – S, которая определяет меру эволюции угольного вещества. Согласно И. Пригожину [3] в открытой системе типа метастабильный неравновесный угольный пласт, в которой протекают реакции холодного ядерного синтеза (ХЯС), ее внут-ренние неравновесные процессы всегда действуют в направлении, вызывающем

31


понижение величины ежесекундного прироста энтропии. Это условие оказывает непосредственное влияние на устойчивость стационарных состояний, когда систе-ма находится в состоянии, соответствующем минимальной величине ежесекундно-го прироста энтропии, при котором не может выйти из этого состояния путем са-мопроизвольного необратимого изменения. Если в результате внешней флуктуа-ции она незначительно удалится от этого состояния, то произойдут внутренние изменения, и они возвратят систему в ее начальное состояние, которое можно на-звать устойчивым состоянием. Очевидно, что положительная величина прироста энтропии в системе должна в такой степени компенсироваться отрицательным по-током энтропии, чтобы общее изменение энтропии по времени было равно нулю:

0dt

Sd

dt

Sd

dt

dS ic . (3)

Так как diS > 0, то по необходимости:

0dt

Sdc ,

где diS – приращение энтропии, обусловленное изменениями внутри системы (всегда положительные); dсS – поток энтропии, обусловленный взаимодействием с окружающей средой. Разделение величины изменения энтропии на две составляющие позволяет

без труда установить различия между открытыми и закрытыми системами. Так как угольное вещество изменяется, то есть происходит обмен веществом и система от-крытая, то

T

dQdS

и dVdEdQ или T

dVdEdS

Имеем возрастание энтропии, обусловленное потоком тепла. Для системы,

состоящей из двух закрытых фаз, изменяющийся уголь вида I в вид II, и имеющих одинаковые температуры ТI и ТII

III dSdSdS , то

dIQ = diIQ + dcIQ, dIIQ = diIQ + dcIIQ, (4)

где di

IQ – количество тепла, получаемой фазой I от фазы II; dc

IQ – количество тепла, получаемой фазой I от внешней среды. Изменение энтропии всей системы:

II

II

I

I

T

Qd

T

QddS

или

)(III

IiII

IIc

I

Ic

T

I

T

IQd

T

Qd

T

QddS . (5)

32


В соответствии с уравнением dS = dcS + diS, изменение энтропии состоит из

двух частей. Первая часть II

IIc

I

Ic

cT

Qd

T

QdSd , обусловлена теплообменом с внеш-

ней средой, в то время как вторая часть )(III

Iii

T

I

T

IQdSd , создается за счет не-

обратимого перехода тепла внутрь системы. Прирост энтропии может быть равным нулю только после установления теплового равновесия ТI = ТII. Пользуясь величи-ной производимой от энтропии по времени:

0)( III

Iii

T

I

T

I

dt

Qd

dt

Sd, (6)

можно получить выражение в правой части, представляющее собой произведение

скорости необратимого процесса )(dt

Qd Ii на функцию состояния )(

III T

I

T

I . Напра-

вление потока тепла определяется знаком этой функции, которую можно рассмат-ривать как причину вызывающей поток энергии. Тогда, если в фазе угля I идут ре-акции холодного ядерного синтеза ХЯС, то происходит выделение тепла и ее пере-дача от фазы I к фазе II. Фаза II начинает перестраиваться в результате нагрева и обмена веществом с фазой I. Таким образом, вновь получившийся уголь, должен иметь энергию образования, согласно закона сохранения энергии:

III dQQd , то есть

отрицательную, так как 0 III dQQd . Поэтому в результате механохимических преобразований, согласно уравнения (1) система в зонах тектонических преобразо-ваний будет устойчивой, если

d

dQdE i . (7)

Тогда, согласно закона Гесса, тепловой эффект образования углей в процес-

се их механической активации можно записать в следующем виде:

QniqiQ обр.

или теплота образования угольного вещества равна:

Qобр. = Σniqi – Q, (8)

где Σniqi – теплота образования продуктов реакции разложения угля при деструкции и перестройке угольного вещества в пласте. Непосредственно в угольных пластах на больших глубинах невозможно

определить продукты реакции деструкции и перестройки угольного вещества, а также тепловой эффект реакции Q при перестройке угля. Тем не менее реакцию разложения угля можно искусственно осуществить, например, в калориметричес-

33


кой бомбе, сжигая уголь в чистом кислороде, для получения теплового эффекта сгорания Qсг, так, чтобы при сгорании образовались исключительно высшие окис-лы углерода, водорода и серы: СО2, Н2О, SО2. В этом случае теплоту образования угля можно легко определить как разность между тепловым эффектом сгорания Qсг и суммарной теплотой образования продуктов горения угля – СО2, Н2О, SО2 – qi:

Qобр = Qсг – Σniqi, (9)

где ni – количество молей i –го продукта реакции. Однако и такой подход при решении проблемы определения истинной теп-

лоты образования угольного вещества в каменном угле встречает определенные трудности. Они заключаются в том, что не выделено из каменного угля чистое угольное вещество (без минеральной фазы), образующие его.

Поэтому гипотетически представим себе макромолекулу угольного вещества как набор ряда элементарных углеводородных соединений типа СаНb, СaНbNc, CaHbOd, CaHbSi. Даже, если для набора элементарных органических соединений подобного типа, отражающих особенности строения и состава угольного вещества определить теплоту сгорания в калориметрической бомбе, то тогда можно предпо-ложить, что и при определенном их наборе и соотношении в угле теплота сгорания угля будет адекватна содержанию C, H, N, O, S в веществе. Подобный подход пре-дложен в работе [4]. Можно еще более конкретизировать задачу определения теп-лоты сгорания углеводородов сложного строения, введя понятие для них кислоро-дного коэффициента – К0.

Кислородный коэффициент вещества определяет какое количество кислоро-да не хватает для сгорания единицы массы углеводорода состава СaНbNcOdSi.

Тогда его можно определить по формуле:

)2

][][2][2]([

16 biad

MK

bo , (10)

где Мb – молекулярный вес углеводорода.

В теории взрывчатых веществ (ВВ) известно, что их энергетические харак-теристики зависят от кислородного коэффициента ВВ [5]. Поэтому попытаемся доказать, что и для всех других углеводородов состава СаНb, СaНbNc, CaHbOd, CaHbSi, СaНbNcОd, теплота их сгорания в калориметрической бомбе коррелирует со значением кислородного коэффициента углеводорода. Для этого по данным опыт-ных определений калориметрической теплоты сгорания углеводорода, выполнен-ных в работе [6] сделан корреляционный анализ парной корреляции теплоты сго-рания Qсг от Ко. Всего проанализировано по термохимическим данным таблиц JA-NAF 107 соединений различного строения и состава. Установлено, что калоримет-рическая теплота сгорания углеводорода достаточно хорошо коррелирует с кисло-родным коэффициентом углеводорода. Получена эмпирическая зависимость теп-лоты сгорания углеводорода от его кислородного коэффициента при воде парооб-разной, ее график показан на рис. 1:

Qсг = 1636,11 – 10527,75 Ко + 2115,283 К2

о + 445,158 · К3о, кДж/кг, (11)

коэффициент корреляции /r/ = 0,977.

Точность расчета теплоты сгорания по уравнению (11) составляет примерно 2% по сравнению с экспериментальным значением в калориметрической бомбе.

34


Таким образом, по уравнению (11) можно аналитически определить теплоту сгорания макромолекул чистого угольного вещества разного состава, а по уравне-нию (9) рассчитать теплоту образования угольного вещества. Расчеты теплоты об-разования основных марок углей и фуллерена С70, приведены в табл. 1.

Результаты, приведенные в табл. 1 наглядно показывают, что по мере роста зрелости угля теплота образования молекул угольного вещества становится все более отрицательной (в термохимии знаки энтальпий образования веществ заме-няются на противоположные). Этот вывод подтверждает гипотезу о метастабиль-ности угольного вещества в пластах на большой глубине за счет избытка в нем внутренней энергии и указывает на то, что оценку метастабильности углей можно делать по теплоте образования угля. Также необходимо отметить, что наиболее подходящей структурой угольного вещества зрелых углей с избыточной внутрен-ней энергией является структура полициклических ароматических углеводородов, которые также как и зрелый уголь имеют отрицательную теплоту образования. Та-ким образом, становится очевидным то, что проблемные вопросы борьбы с выбро-сами угля, породы и газа, взрывами и другими аномальными процессами, происхо-дящими на угольных пластах, могут быть решены только на основании знаний ос-новных термохимических данных реакций разложения угля, и перестройки струк-туры молекул угольного вещества в зонах тектонической активности горного мас-сива. Если разложение угля в пластах сопровождается выделением энергии и больших объемов газов, то следует ожидать появление нежелательных газодина-мических явлений, взрывов и пожаров. Поэтому мониторинг выбросоопасности, степени взрыво-пожароопасности угля и пирофорности его пылевидных наночас-тиц можно проводить калориметрическими исследованиями по определению теп-лоты сгорания проб чистого угольного вещества и теплоты образования угольных молекул.

-4.5 -4 -3.5 -3 -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5 00

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

45000

50000

55000

Рис. 1. График зависимости теплоты сгорания углеводородов в калориметрической бомбе от их кислородного коэффициента К0

Qсг, кДж/кг

К0

35


Таблица 1 – Результаты расчетов теплоты образования углей и фуллерена

Марка угля Брутто формула угольного вещества,

атом на кг Qсг, кДж/кг

Σ(niqi), кДж/кг

Ко Qобр., кДж/кг

С Н N O S Б 54,45 60,51 1,141 15,0 0,91 27804,23 29012,8 -2,0156 -1208,57 Д 65,77 51,59 1,142 7,125 1,75 33700,47 32638,16 -2,4594 +1062,3 Г 68,44 53,57 1,071 5,875 0,719 34829,9 33622,22 -2,548 +1207,68 Ж 71,68 53,57 1,0 3,75 0,344 36388,53 34785,89 -2,673 +1602,6 К 73,77 47,62 0,857 1,5 0,94 37302,2 35065,82 -2,748 +2236,37 ОС 74,02 44,64 0,857 2,25 0,531 36801,17 34682,5 2,7067 +2118,66 А 78,02 18,25 0,571 1,31 0,469 35993,64 33047,4 -2,641 +2946,2

Фуллерен С70 83,33 - - - - 36314,71 32791,2 -2,667 +3523,5 Выводы 1. При тектонической активности горного массива уголь утилизируют выде-

ляющуюся энергию на перестройку структуры и изменения состава макромолекул угольного вещества.

2. Предложен механизм перестройки макромолекул угля с участием метиле-на, а изменение элементного состава угольного вещества посредством реакций хо-лодного ядерного синтеза.

3. Установили, что угольное вещество в конце механохимического процесса преобразования с учетом реакций ХЯС может иметь избыток внутренней энергии или отрицательную теплоту образования.

4. Установили корреляционную связь между теплотой сгорания твердых углеводородов и их кислородным коэффициентом. Поэтому на основании анализов состава углей определили возможные теплоты образования угольного вещества из основных угольных пластов, разрабатываемых в Донбассе. Оказалось, что по мере роста зрелости угля, теплота образования угольного вещества становится все более отрицательной, что определяет степень их метастабильности.

Таким образом мониторинг степени выбросоопасности, взрыво- и пожароо-пасности угольного вещества можно осуществлять на основе калориметрических исследований по сжиганию проб чистого угля, взятых из соответствующих пластов и определения теплоты образования угольных молекул.


1. Высоцкий В.И. Ядерный синтез и трансмутация изотопов в биологических системах / В.И. Вы-соцкий, А.А. Корнилова. – М.: Мир, 2003. – 227 с.

2. Шестопалов А.В. О двух возможных режимах перетекания процесса холодной трансмутации ядер: материалы 16-й Российской конференции по холодной трансмутации ядер химических элементов и шаровой молнии (Дагомыс, Сочи, 1-8 июня 2009 г.). – Дагомыс. – 51 с.

3. Пригожин И. Введение в термодинамику необратимых процессов / И. Пригожин. – Ижевск: НИЦ «Регулярная и хаотическая динамика», 2001. – 160 с.

4. Пинчук В.А. Структура, свойства и энтальпия образования органической массы бурых углей Украины / В.А. Пинчук, Г.Л. Шевченко, С.Г. Живолуп // Металлургическая теплотехника: сб. научн. тр. НМетАУ. – Днепропетровск: ПП «Грек О.С.», 2010. – С. 157-164.

5. Авакян Г.А. Расчет энергетических и взрывчатых характеристик ВВ / Г.А. Авакян. – М.: Ака-демия Генерального штаба, 1964. – 106 с.

6. Stull D.R. JANAF Thermochemical Tables, Second edition / D.R. Stull, H. Prophet. – U.S. Natl. Bur. Stand, 1971.


36


С.О. Калякін

ТЕРМОХІМІЧНІ ПАРАМЕТРИ ВУГІЛЬНОЇ РЕЧОВИНИ В ШАРАХ НА ВЕЛИКИХ ГЛИБИНАХ

У роботі приведені результати досліджень термохімічних параметрів вугільної речовини, отриманих в результаті його перетворення на великих глибинах. У надрах Землі вугільна речовина в пластах під дією гірського тиску хімічно перетвориться і обмінюється енергією з гірським масивом. Встановили, що ме-ханізм перебудови вугільної речовини і зміну його елементного складу можна пояснити за допомогою ланцюгових реакцій за участю метилену і трансмутації ядер одних елементів в інші, що йдуть з виділен-ням енергії. Тому вугілля в кінці завершення складного процесу метаморфізму володіє надлишковою внутрішньою енергією у вигляді негативної теплоти утворення вугільної речовини, яка визначає його енергетичні показники, здібності до саморозкладу, газовиділенню і вибросоопасності.

Ключові слова: вугільна речовина, ентропія, метастабільна, трансмутація ядер елементів, теплота і ента-льпія утворення вугілля.

S.A. Kalyakin

THERMO-CHEMICAL PARAMETERS OF COAL SUBSTANCE IN LAYERS ON HIGH DEPTHS

The results of researches of thermo-chemical parameters of coal matter, got as a result of his transformation on big depths are resulted. In the bowels of the earth a coal matter in layers under the action of the pressure chemi-cally transformed and exchanged energy with a rock range. Set that the mechanism of re-erecting of coal matter and change of his element composition can be explained through chain reactions with participation a methylene and transmutations of kernels of one elements in other, going along with a selection energy. Therefore coal at the end of completion of difficult process of metamorphism possesses surplus internal energy as a subzero warmth of formation of coal matter, which determines his power indexes, to the capacity for self-expansion, gas-sing and outburst.

Keywords: coal matter, entropy, metastability, transmutation of kernels of elements, warmth, enthalpy formation of coal.

37


УДК 622.28.5

Ю.А. ПЕТРЕНКО (д-р техн. наук, проф.) А.В. РЕЗНИК (инженер) В.Л. САМОЙЛОВ (канд. техн. наук, проф.) И.Н. СЕЛЕЗНЕВ (канд. техн. наук, доц.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

ИССЛЕДОВАНИЯ ВЛИЯНИЯ ЛОКАЛЬНОЙ РАЗГРУЗКИ ГОРНОГО МАССИВА

НА УСЛОВИЯ РАБОТЫ АРОЧНОЙ ПОДАТЛИВОЙ КРЕПИ

Приведены результаты лабораторных исследований на структурных моделях влияния податли-вой полости на работоспособность арочной податливой крепи.

Ключевые слова: выработка, направление смещений, деформация крепи, податливая полость, моделирование.

Для дальнейшего роста и обеспечения роста добычи угля в Украине требуе-

тся техническое перевооружение, реконструкция действующих и строящихся но-вых шахт, что связано с увеличение объемов проведения и крепления горных вы-работок. В связи с практически полной отработкой запасов угля на не глубоких го-ризонтах, развитие шахтного фонда связано с увеличением глубины ведения гор-ных работ, которые сопровождаются ухудшением горно-геологических условий и, как следствие, возрастанием интенсивности проявления горного давления. Это оказывает существенной влияние на надежность, материалоемкость, трудоемкость возведения традиционных видов крепи и на затраты на поддержание горных выра-боток.

В проходческом цикле сооружения выработок крепление стоит по трудоем-кости на одном из первых мест, а по уровню механизации – на последнем. Стои-мость существующих видов крепи возрастает и достигает 50-60% стоимости выра-ботки. На шахтах Донецкого бассейна протяженность перекрепляемых выработок ежегодно составляет до 3,0 тыс. км или 20% протяженности поддерживаемых вы-работок. Численность рабочих, занятых на поддержании и ремонте горных выра-боток, достигает 15% подземных рабочих.

Стремление обеспечить поддержание горных выработок за счет повышение материалоемкости существующих крепей и попытке увеличения, таким образом, их несущей способности не дали ощутимых положительных результатов.

Дальнейшее совершенствование существующих конструкций крепи практи-чески не может повлиять на решение задачи крепления и поддержания горных вы-работок и привести к повышению и без того высоких затрат денежных средств, материальных и трудовых ресурсов.

В этой связи изыскание путей, обеспечивающих создание благоприятных условий для работы арочной податливой крепи является актуальной задачей.

Опыт эксплуатации выработок, закрепленных арочной крепью, показывает [1], что основным фактором, снижающим устойчивость выработок, является несо-впадение направления податливости постоянной крепи с преобладающими смеще-ниями породного контура, которое отмечено в 59% обследованных выработок.

В выработках, пройденных по простиранию, преобладают смещения контура в на-правлении, нормальном к напластованию, т.е. большие деформации кровли в сечении на-блюдаются со стороны падения пород, а почвы – со стороны восстания. Как в пластовых, так и в полевых штреках замок податливости срабатывает, как правило, со стороны паде-

© Петренко Ю.А., Рэзнік А.В., Самойлов В.Л., Селезньов І.М., 2014 38


ния пород, а со стороны восстания верхняк и стойка теряют соосность, податливость не реализуется, срез стойки развальцовывается и происходит разрыв хомутов.

В выработках, пройденных вкрест простирания, а также по падению и восс-танию пород (всего в 12% обследованных) преобладающие смещения контура, от-личные от направления податливости, проявляются при расположении продольной оси выработок в диапазоне углов 30-600 к линии простирания пород.

Отечественными и зарубежными разработчиками предложено большое ко-личество конструкций крепей, призванных решить эти проблемы [2].

В ДонГТУ разработана крепь АПК-4, состоящая из четырех взаимозаменяе-мых элементов, соединенных тремя нижними и тремя верхними замками, которые перемещаются вместе со звеньями при работе крепи в режиме податливости. Кон-струкция хорошо зарекомендовала себя в условиях интенсивных боковых нагру-зок. В Кузбассе применяется подковообразная арочная трехзвенная крепь из СВП, которая хорошо сопротивляться боковым смещениям и нагрузкам. В ИГД им. А.А. Скочинского разработана крепь МПК-А4, верхний сегмент которой состоит из двух отрезков профиля СВП, соединяемых между собой податливым кулачковым узлом. Наличие податливого узла в своде арки обеспечивает боковую податли-вость. В Санкт-Петербургском горном институте создана конструкция складыва-ющейся металлической крепи. Каждая рама крепи состоит из двух криволинейных стоек и верхняка, соединяемых с помощью специальных замков, выполняющих функции узлов податливости и шарниров. В зависимости от величины и направле-ния прогнозируемых смещений элементы крепи могут быть соединены по трем различным схемам. Имеются также конструкции кольцевых податливых крепей КМП-К4, КПК, КПК-ПЛ, рекомендуемые для применения в условиях всесторонне-го горного давления.

В Германии разработана многозвенная крепь для поддержания горизонталь-ных выработок за счет увеличенной податливости с учетом установки арок в плот-ном контакте с боковыми породами.

Разрабатываются также средства повышения устойчивости арочной подат-ливой крепи за счет различных способов ее усиления, увеличения ее жесткости в направлении преобладающих смещений без существенных конструктивных изме-нений. Предложена напрягающая стяжка, которая выполняется на уровне замков податливости и натягивается при помощи винтовых домкратов. Натяжение стяжки создает в верхняке момент, противоположный моменту от внешней косонаправ-ленной нагрузки.

Вместе с тем, учитывая разнообразие условие залегание горных пород в Донбассе, разработка универсальной конструкции крепи, решающей указанную проблему, является весьма сложной и дорогостоящей задачей. Поэтому, более пер-спективным направлением является создание во вмещающем массиве благоприят-ных условий для работы крепи.

Для реализации этого направления предлагается образовывать податливую полость в районе замка крепи, со стороны висячего бока. Проведенные исследова-ния на моделях из эквивалентных материалов подтвердили возможность управлять направлением смещениями вмещающих пород с помощью податливой полости [2]. Для оценки влияния длинны разгрузочной полости и места ее расположения на ко-нтуре выработки на эффективность предлагаемого способа были проведены сле-дующие лабораторные исследования на структурных моделях, в которых массив моделируется виде отдельных блоков, из которых выкладывается модель.

39


Для проведения исследований был изготовлен специальный стенд который представлял собой металлический каркас 500х500 мм из швеллера шириной 30 мм (рис. 1).

Рис. 1. Структурная модель. а) общий вид, б) вид с боку. Задняя часть каркаса закрывалась стенкой из фанеры толщиной 6 мм. Пе-

редняя стенка была изготовленная из оргстекла толщиной 6 мм и закреплена к ка-ркасу с помощью деревянного бруса и хомута.

Породный массив имитировался деревянными блоками с закругленными концами, размером от 5 мм до 150 мм. Непосредственно зона разрушенных пород составлялась из блоков размером 5 и 10 мм.

Закругленные концы деревянных блоков обеспечивали минимальную пло-щадь контактов между отдельными фрагментами и предотвращало заклинивание за счет устранения контакта по всей торцевой поверхности. Давление на блоки в моде-ли производилась за счет винтовых домкратов, расположенных на боковых стойках каркаса. Давление производилось подвижными планками через камеры заполненные водой и соединены между собой в виде сообщающихся сосудов. Последнее обеспе-чивало симметричное смещение тела модели на ее боковых границах.

В структурной модели используется геометрическое подобие формы и раз-мера сечения выработок; размера имитируемой зоны разрушенных пород в масш-табе 1:50.

Метод суперпозиции в предлагаемых структурных моделях заключался в следующем. Если в реальных условиях формирование зоны разрушений происхо-дит за счет разрушения пород и сдвижения фрагментов разрушенного массива, то в структурной модели из отдельных фрагментов формируется зона разрушенных по-род. Сдвижения происходят за счет принудительного смещения этих фрагментов при нагружении модели горизонтальной и вертикальной нагрузкой, таким образом имитируется пригрузка со стороны массива.

Во время проведения лабораторных исследований производилась фото съе-мка каждой модели к моменту начала и по окончании отработки модели. Непос-

40


редственно в момент отработки модели производились промежуточные фото-графии.

Смещения вмещающих выработку пород в модели определялись с помощью метода фотофиксации. Фиксированные точки в модели представляли собой репера, изготовленные из бумаги с клеящейся основой. Смещения реперов, заложенных вокруг выработки, определялись относительно базовых реперов, закрепленных на раме модели. После обработки фотографий получали приращения координат репе-ров на сравниваемой фотографии по отношению к базовой.

Для обработки фотографий полученных при отработке модели был исполь-зован графический редактор «КОМПАС». С его помощью совмещались фотогра-фии модели, до начала эксперимента, с изображение модели после ее отработки. Для упрощения обработки, изображений до и после эксперимента они обрабатыва-лись раздельно. Для наглядности деформирования вмещающего выработку масси-ва были размещены репера, с помощью которых изучалось перемещение фиксиро-ванных точек (реперов) при отработке модели. С помощью редактора «КОМПАС» фиксировались сдвижения реперов.

Всего было отработано три серии моделей с углами залегания пород 20, 30 и 40 градусов. В каждой серии имитировался характер деформации массива вмеща-ющего выработку, закрепленного арочной крепью. Массив разгружался податли-вой полостью длинной равной половине ширине и ширине выработки, располагае-мой со стороны висячего бока над замком податливости и под замком. Направле-ние полости – по напластованию пород и горизонтальное. Результаты исследова-ний обрабатывались в виде графиков смещений реперов на момент начала и окон-чания отработки моделей и сравнивались с результатами отработки контрольной модели (без мероприятий).

Графики смещений реперов в контрольной (без мероприятий) модели, а так-же в моделях №3 (с мероприятиями), при угле залегания пород 200, показаны на рис. 2-3.

Рис. 2. Графики смещения реперов в контрольной модели (без мероприятий):

1 – со стороны лежачего бока; 2 – со стороны висячего бока.

41


Рис. 3. Графики смещения реперов в модели №3 (размер щели = 0,5B, расположение – под замком горизонтально): 1 – со стороны лежачего бока; 2 – со стороны висячего бока.

Как видно из рис. 3, смещения со стороны лежачего бока составили 11,0 мм

(в модели), что в 1,09 раза больше, чем со стороны висячего бока (12 мм в модели). Применение разгрузочной щели позволило снизить неравномерность смещений в узлах податливости в 1,7 раза по сравнению с контрольной моделью (см. рис. 2).

Аналогичные результаты были получены при отработке серии моделей, в которых угол залегания пород составил 300. При отработке серии моделей, в кото-рых угол падения превышал 300, эффект от применения разгрузочных щелей резко снижался, что вызывало неравномерность податливости узлов.

Проведенные исследования позволяют сделать вывод что, наибольший эф-фект от разгрузочной щели наблюдается в модели №3, т.е. оптимальными параме-трами щели является:

- длина щели – половина ширины выработки - место расположения щели – под узлом податливости - направление щели относительно горизонта – горизонтальная. Увеличение длины щели более половины ширины выработки значительного

эффекта не дает, но существенно усложняет технологию ее сооружения.


1. Кошелев К.В. Охрана и ремонт горных выработок / К.В. Кошелев, Ю.А. Петренко, А.О. Нови-ков. – М.: Недра, 1990. – 218 с.

2. Литвинский Г.Г. Стальные рамные крепи горных выработок / Г.Г. Литвинский, Г.И. Гайко, Н.И. Кулдыркаев. – К.: Техника, 1999. – 216 с.


42


Ю.А. Петренко, А.В. Рэзнік, В.Л. Самойлов, І.М. Селезньов

ДОСЛІДЖЕННЯ ВПЛИВУ ЛОКАЛЬНОГО РОЗВАНТАЖЕННЯ ГІРНИЧОГОГО МАСИВУ НА УМОВИ РОБОТИ АРОЧНОГО ПОДАТЛИВОГО КРІПЛЕННЯ

Наведено результати лабораторних досліджень на структурних моделях впливу податливою порожнини на працездатність арочної податливою кріплення.

Ключові слова: вироблення, напрямок зміщень, деформація кріплення, податлива порожнину, моделю-вання.

Y.A. Petrenko, A.V. Reznik, V.L. Samoilov, I.N. Seleznev

STUDY OF THE INFLUENCE OF LOCAL RELIEF HILLS ON CONDITIONS ARCHED PLIABLE CREPE

The results of laboratory studies on the impact of structural models on the performance of oral supple supple arch lining.

Keywords: development, the direction of displacement, deformation lining, supple cavity modeling.

43


УДК 622.648+622.615

С.Ю. ПОТАПЕНКО (магистрант) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

ТЕХНОЛОГИЯ ДАЛЬНЕГО ГИДРОТРАНСПОРТИРОВАНИЯ КОКСУЮЩИХСЯ

УГЛЕЙ

В статье выполнен обзор технологии дальнего гидравлического транспортирования угля, выпол-нен анализ преимуществ и недостатков данной технологии. В ходе работы были рассмотрены альтерна-тивные виды жидкости, применяемые для гидравлической транспортировки коксующихся углей. Выде-лены основные факторы, ухудшающие технологические характеристики коксующихся углей при их дальнем гидравлическом транспортировании. Также была предложена технология уменьшения негатив-ного влияния этих факторов гидротранспорта на технологические свойства коксующихся углей.

Ключевые слова: гидравлический транспорт, уголь, технологические характеристики, масляная агломерация.

Современный магистральный гидротранспорт представляет собой транспор-

тные артерии на внешних коммуникациях предприятий, которые могут входить в состав как регионального топливно-энергетического или металлургического ком-плекса, так и межрегиональной централизованной системы доставки сырья и топ-лива. Основные терминальные операции начальных звеньев гидротранспорта – из-мельчение, пульпроприготовление, аккумулирование гидросмеси; конечные – при-ем и распределение пульпы, ее хранение, обезвоживание.

Специфическая особенность магистрального гидротранспорта – технологи-ческая и экономическая взаимосвязь производственных операций и сращивание ее терминальных звеньев с технологией предшествующих и последующих комплек-сов переработки материала [1,2].

Поэтому углеобогатительную фабрику на головной станции следует рассма-тривать как начальное звено подготовки материала к гидротранспорту, а обезво-живающую на приемной станции – как часть технологии по подготовке угля к кок-сованию.

Трубопроводная гидротранспортная система состоит из трех основных тер-миналов: подготовительного, линейной части с насосами и приемного. В состав подготовительного терминала входит обогатительная фабрика с дробильно-сортировочным отделением и комплекс пульпоприготовления. Приготовление гид-росмеси на головной станции выполняется по следующей схеме:

– классификация концентрата коксующегося угля с получением двух клас-сов крупности 0-3 и 3-100 мм;

– дробление концентрата класса 3-100 мм до крупности 3 мм; – подача воды в смесительные резервуары емкость до тысячи м3 для обеспе-

чения массовой концентрации 50%. Из резервуаров пульпа насосами подается в головную насосную станцию. На

головной насосной станции гидросмесь центробежными насосами нагнетается в аккумулирующий резервуар, из которого она закачивается в трубопровод.

В качестве несущей жидкости, как правило, используют воду, хотя ее дефи-цит и трудность обезвоживания инициируют поиск неводных носителей. Предла-гаются метанол и его смеси с водой, сырая нефть, мазут, нефтепродукты и углеки-слый газ [3,4]. Известны исследования ряда отечественных и зарубежных авторов, результаты которых являются предпосылкой для перспективного использования таких веществ, как полиакриламида, гуаровой смолы, полиэтиленоксида или сили-

© Потапенко С. Ю., 2014 44


катного клея [5,6]. Работы в этом направлении находятся на стадии исследований и проектных проработок. Принципиальные трудности связаны с необходимостью производства не водных носителей, их дороговизной, а что касается метанол, с его токсичностью, пожаро- и взрывоопасностью.

Транспортирование гидросмеси осуществляется на десятки, сотни и тысячу километров. При скорости движения смеси 1,37-1,98 м/с и температуре от 25-300C до 10C уголь находится в контакте с водой до нескольких десятков суток. Гидро-смесь проходя ряд насосных станций подвержена перепаду давления от 80- 100 МПА. Здесь же наиболее активно происходит измельчение угля.

Для обеспечения бесперебойной работы гидротранспортной системы на промежуточных насосных станциях сооружаются парки - хранилища угольной пульпы, обеспечивающие опорожнение участка трубопровода. В конце углепрово-да на разгрузочной станции гидросмесь еще находится под давлением, поэтому направление движения потока меняют с горизонтального на вертикальное и акку-мулируют в резервуарах. Далее гидросмесь направляется на обезвоживание.

Ухудшение коксующихся свойств угля при гидравлическом транспортиро-вании разные авторы связывают с различными технологическими факторами. Гид-родинамическое воздействие турбулентных потоков в трубопроводе, а также меха-нические удары в насосах, арматуре, на трассе гидротранспортного системе при-водят к механохимической деструкции угольных частиц с разрывом химических связей и образованием новых поверхностей раздела уголь - вода [7]. При этом наи-более вероятный разрыв в боковых цепях макромолекул угольного вещества с об-разованием свободных радикалов, обладающих повышенной реакционной способ-ностью, в том числе по отношению к дисперсионной среды (воды). Кроме того, длительный контакт с водой ведет, к гидролитической деструкции угля. Наблюда-ются явления перехода в водную фазу гуминовых кислот [7,8] . Большинство исс-ледователей указывают на негативную роль именно фактора измельчения материа-ла в гидротранспортной системе. В.Коршунов установил, что переход части угля в класс 0,5 мм изменяет температурные зоны термохимических процессов коксова-ния, а это негативно влияет на прочность кокса [9].

Кроме измельчения при гидротранспортировании обнаружен эффект перера-спределения петрографических микрокомпонентов по классам крупности [10]. В частности, наблюдается значительное переизмельчение витринитовой части шихты до размеров 10 мкм и меньше (рис. 1).

Рис. 1. Витринитовая часть угольной шихты, класс – 0,063 мм: а, б – до и после гидротранспортирования на расстояние 450 км

45


Рис. 2. Изменение форм зерен угля марки Ж при гидравлическом транспортировании на расстояние: 1-15 мм; 2-12 мм; 3-10 мм; 4-5 мм; 5-2,5 мм.

Ю. Гэт связывает изменение коксующихся свойств угля с изменением фор-

мы угольных зерен в трубопроводе – их обкатыванием [11]. На рис. 2 показан про-цесс обкатывания зерен, обнаруженный украинскими учеными при исследовании процесса гидротранспортирования на стенде типа «тор».

В. Ердман, Р. Келлинг и Д. Ляйнингер считают, что ухудшение коксуемости угля после гидравлического транспортирования объясняется его окислением [12].

Вопрос изменения поверхностных свойств угля при гидротранспортирова-нии является малоизученным. Проведено несколько экспериментов с применением методов молекулярной спектроскопии, которые проливают свет на модификацию угольной поверхности во время гидравлического транспорта [13]. Лабораторными исследованиями установлено, что при гидротранспорте угля протекают окислите-льно- гидролитические процессы, связанные с присоединением воды к гидрофиль-ным группам и вымыванием отдельных компонентов в жидкую фазу. Реакции уси-ливаются с изменением рН среды, например, с вводом ингибиторов коррозии в углепровод.

Формирование положительного заряда поверхности протекает, вероятно, в результате образования на поверхности угля радикалов типа [= С <] + после отде-ления гидроксилов, полученные по реакции:

ОН [ уголь ]=С=O + Н2О —> [ уголь ]=С

Максимальная величина потенциала достигается при предельной диссоциа-

ции ионогенных групп в щелочной области pH> 7. Пропорционально увеличивает-ся гидратованость ζ – потенциала, негативно влияющая на агрегационную способ-ность и, очевидно, способность угля к коксованию. Полученные результаты подт-верждены пилотными испытаниями процесса гидравлической транспортировки угольной шихты на расстояние 300,1000 и 2000 км [13].

Выводы Таким образом, можно выделить достоинства и недостатки гидротранспорта.

К достоинствам гидротранспорта можно отнести: высокую производительность, возможность транспортирования на большие расстояния и полную автоматизацию, невысокие эксплуатационные расходы, возможность совмещения транспортирова-

46


ния с другими технологическими процессами (гидравлическим разрушением, обо-гащением и промывкой материала).

К недостаткам гидротранспорта относятся значительный расход воды и эле-ктроэнергии, износ трубопроводов и насосов при транспортировке абразивных ма-териалов, а в ряде случаев – измельчение и размокание транспортируемых матери-алов, и необходимость их последующего обезвоживания.

Необходимо добавить что, при дальнем гидравлическом транспортировании угля происходит ряд физико-химических изменений угольного вещества: измель-чение угля, обкатки зерен, обволакивания угольных зерен глинами, окисления уго-льной поверхности, которые негативно влияют на технологических свойствах угля как объекта коксования. Для уменьшения негативного влияния этих факторов гид-ротнанспорта на технологические свойства коксующихся углей, предлагается ис-пользование специального процесса обогащения – масляную агломерацию. Масля-ная агломерация – процесс обогащения и обезвоживания угля, связанный структу-рированием тонкодисперсных гидрофобных материалов в водной среде с помощью аполярных реагентов [13].


1. Смолдырев А.Е. Гидро- и пневмотранспорт в металлургии /техника и технологии /инженерные расчеты / А.Е. Смолдырев. – М.: «Металлургия», 1985. – 280 с.

2. Предложение ВНИИПИ гидротрубопровод: О создании трубопроводной системы для гидро-транспорта угля из Кузбасса на металлургические комбинаты и теплостанции Урала. – Москва, 1984.

3. Coal slurry transport: economics and technology / Mining Magazine. – 1980. – v. 143. – Р. 243-249. 4. Быховский И.И. Магистральный гидротранспорт угля / И.И. Быховский, В.М. Резников //

Строительство трубопроводов. – 1985. – №4. – С. 44-46. 5. Ступин А.Б. Гидродинамически активные полимерные композиции в пожаротушении /

А.Б.Ступин, А.П. Симоненко, П.В. Асланов, Н.В. Быковская. – Донецк: ДонНУ, 2000. – 198 с. 6. Баранов Ю.Д. Обоснование параметров и режимов работы систем гидротранспорта горных

предприятий / Ю.Д. Баранов, Б.А. Блюсс, Е.В. Семененко, В.Д. Шурыгин. – Днепропетровск: Новая ідеологія, 2006. – 416 с.

7. Елишевич А. Т. XТТ / А. Т. Елишевич, В. И. Рыбаченко, В. С. Белецкий. – 1984. – № 1. – С.58—62.

8. Schrick W.S. Experimental studies on the hydraulic transport of coal. Third internat. confer. On the hydraulic transport in pipes / W.S. Schrick, L.G. Smith , D. B. Haas, W.H. Husband. – May. – 1974. – Paper - B. 1. P. 14.

9. Коршунов В.А. Исследование влияния гидравлического транспортирования на свойства кок-сующихся углей Кузбасса: автореф. дис. канд. техн. наук / В.А. Коршунов. – Новокузнецк, 1974. – 33 с.

10. Елишевич А. Т. Изменение технологических свойств коксующегося угля Кузбасса при дальнем гидравлическом транспортировании / А.Т. Елишевич, В.С. Белецкий, А.Ф. Гребенюк, Г.П. Маценко, И.Г. Дедовец, Ю.Н. Потапенко // ХТТ. – 1989. – № 4. – С. 54-59.

11. Gat L.J. Effect of pumping on the caking properties of coal // Canadien Mining and Metallurgical Bulletin. – 1974. – V. 67, No. 752. – P. 71-74.

12. Erdman W. Möglichkeiten der Entwässerung hydraulisch geförderter Steinkohlen / W. Erdman, R.Rolling, D. Leininger // Aufbereitungs-Technik. – 1978. – Bd. 19, Nr. 8. – S. 357-362.

13. Білецький B.C. Теорія і практика селективної масляної агрегації вугілля / B.C. Білецький, П.В.Сергеев, Ю.Л. Папушин // «Грань». – Донецьк, 1996.


С.Ю. Потапенко

У статті виконано огляд технології дальнього гідравлічного транспортування вугілля, виконано аналіз переваг і недоліків даної технології. В ході роботи були розглянуті альтернативні види рідини, вживані

47


для гідравлічного транспортування коксівного вугілля. Виділено основні фактори, що погіршують тех-нологічні характеристики коксівного вугілля при їх дальньому гідравлічному транспортуванні. Також була запропонована технологія зменшення негативного впливу цих факторів гідротранспорту на техно-логічні властивості коксівного вугілля.

Ключові слова: гідравлічний транспорт, вугілля, технологічні характеристики, масляна агломерація.

S.Y. Potapenko

This article gives an overview of the technology of long-distance hydraulic transportation of coal, analysis of the advantages and disadvantages of this technology. In this work were considered alternative fluids used for hy-draulic transportation of coking coal. Main factors that worsen the technological characteristics of coking coal at their long-distant hydraulic transportation. Technology has also been proposed reducing the negative influence of these factors at hydrotransport technological properties of coking coal.

Keywords: hydraulic transport, coal, technological characteristics, oil agglomeration of coal.

48


УДК 624.138.29

Н.В. ЗУЄВСЬКА (д-р техн. наук, проф.) С.О. ЛОЗОВИЙ (аспірант) Національний технічний університет України «КПІ», м. Київ

ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ УЩІЛЬНЕННЯ ПРОСАДНОГО ЛЕСОВОГО ГРУНТУ МЕТОДОМ ВИБУХОВОГО АРМУВАННЯ У ПРОГРАМНОМУ ПАКЕТІ

PLAXIS DYNAMYCS

Розглядається можливість підвищення несучої здатності лесового ґрунтового масиву за допомогою впровадження в нього жорсткого заповнювача енергією вибуху системи подовжених зарядів. Вико-нується порівняння широко застосованих еталонних ВР та нових сумішевих ВР.

Ключові слова: підвищення несучої здатності, армування щебнем, енергія вибуху, plaxis, іміта-ційне моделювання.

Вступ. Понад 70% території України складають лесові ґрунти різного ступе-

ня просадності. Здатність цих ґрунтів до раптового просідання під дією зволожен-ня в поєднанні з побутовим тиском та зовнішнім навантаженням потребує суттєвих попереджувальних заходів та відповідних витрат з метою підготовки лесових ма-сивів до експлуатації. Ці заходи переважно основані на штучному зволоженні ма-сиву з наступним його механічним ущільненням шляхом трамбування чи вибуху системи внутрішніх або зовнішніх зарядів.

В роботі розглядається вибух циліндричного заряду ВР в свердловині, запо-вненій щебенем, в ґрунтовому масиві, який належить стабілізувати ущільненням.

Метою роботи є дослідження ефективності підвищення несучої здатності ле-сового ґрунтового масиву вибухом ВР в системі свердловин, заповнених щебенем, при використанні різних типів ВР.

Викладення основного матеріалу та результати досліджень. Розв’язання поставленої задачі проводилося за допомогою програмного забезпечення PLAXIS 2D DYNAMICS, що призначене для виконання точних і високоякісних геотехніч-них розрахунків, які базуються на кінцево-елементному методі та дозволяють мо-делювати динамічні процеси в ґрунтах.

Постановка задачі про ущільнення ґрунту щебенем за допомогою вибуху циліндричного заряду ВР здійснювалась згідно наступної схеми. По осі свердло-вини розташовується циліндричний заряд, після чого свердловина заповнюється щебенем. При вибуху заряду продукти детонації (ПД) розширюються, переносячи частки щебеню, прискорюючи і прогріваючи їх до високої температури. Після то-го, як продукти вибуху досягають межі з ґрунтом, виникає відбійна ударна хвиля, яка приводить до гальмування частинок щебеню (рис.1). Зверху свердловини вста-новлюється Інвентарна плита, яка запобігає зпучуванню грунту на поверхні масиву.

Рис. 1. Комбінована схема розташування циліндричного заряду

© Зуєвська Н.В., Лозовий С.О., 2014 49


Версія програми, що застосовується для імітаційного моделювання вибуху та ущільнення грунту – PLAXIS v.8.5 DYNAMICS, двовимірна(2D).

Фізико-механічні показники замоченого лесового ґрунту, щебеню та інвен-тарної плити наведені у табл. 1.

Таблиця 1 – Фізико-механічні показники матеріалів

№ Матеріал Модель

γ uns

at,

кН/м

3

γ sat

, кН

/м3

k x

k y

ν

Ere

f 50,

кН/м

2

Ere

f oed,

кН

/м2

Ere

f ur,

кН/м

2

C, кН

/м2

φ, °

1 Лесовий ґрунт

HS 15,5 18,6 0,1 0,3 0,31 5400 5400 30000 19 23

2 Щебінь фракції

20-40 мм

Кулона-Мора

19,8 27 50 50 0,29 2E+5 - - 1 25

3 Плита LinearEla

stic 25 25 0 0 0,18 3E+10 - - - -

Для вирішення поставленої задачі була використана модель твердіючого

(ущільненого) ґрунту (Hardening Soil Model).Це гіперболічна модель пружно-пластичного типу, яка формується в рамках пластичності з твердінням при зсуві. Крім того, ця модель враховує також тверднення при стисненні, щоб змоделювати необоротне ущільнення ґрунту при першому навантаженні стисканням. Це модель другого порядку, яка дозволяє моделювати поведінку пісків, гравійно-піщаних су-мішей, а також більш м'яких ґрунтів, наприклад, глин і суглинків.

Hardening Soil Model (HS) є поліпшеною моделлю для дослідження поведін-ки ґрунту. Як і для моделі Кулона-Мора, граничний стан тиску описаний за допо-могою кута внутрішнього тертя φ, зчеплення с і кута дилатансії ψ. Однак в моделі жорсткість ґрунту описано більш точно, з використанням трьох різних складових жорсткості: жорсткості трьохосьового навантаження Е50, жорсткості трьохосьового розвантаження Еur, жорсткості навантаження при одометричному випробуванні Еoed. Як середнє значення для різних типів ґрунтів ми маємо Еur≈3Е50і Еoed≈Е50, але обидва типи ґрунтів, дуже м'які (пластичні) і дуже жорсткі, мають тенденцію ви-користовувати інше відношення Еoed / Е50.

Для уточнення показників жорсткості замоченого лесового ґрунту Еur,Е50,і Еoed проведено експериментальні дослідження. Порівнювалось осідання штампу в моделі Кулона-Мора та моделі HS. Визначено, що Еoed≈Е50=5400 кН/м2 та Eref

ur=30000 кН/м2. Необхідно дослідити дію вибуху на дану модель широко застосованої ета-

лонної ВР середньої потужності - грамоніту 79/21(1), відомої еталонної сумішевої ВР середньої потужності - ігданіту(2) та двох нових промислових сумішевих ВР місцевого приготування: Полімікс ГР4-Т10(3) та Полімікс ГР1/8(74%) + КРУК2(26%)(4).

Дані вибухові речовини вибрані з таких міркувань. Грамоніт 79/21 та ігданіт є поширеними ВР середньої потужності і будуть слугувати еталонами для нових вибухових речовин. Грамоніт 79/21 є тротиловмісною ВР і в перспективі вона по-винна бути замінена іншими ВР. Застосування ігданіту, через нестабільність з ча-сом його складу, не гарантує стовідсотковість спрацювання заряду, через це він не завжди придатний для підривних робіт.

Вихідні дані для моделювання вибухів преставлених вище ВР взято з [1]. За-лежності тиску від часу в лесоподібному суглинку на межі з порожниною під час

50


вибухів циліндричних зарядів широкозастосованих ВР (1,2) та нових сумішевих ВР (3,4) представлено на діаграмах 1-2.

Діаграми 1-2. Дані для задання ударної хвилі чотирьох типів ВР. Оскільки досліджується вибух в одній свердловині, використовується плоска

осесиметрична задача. Розрахункову схему зображено на рис.2.

Рис. 2. Розрахункова схема імітаційного моделювання. Діаметр заряду становить 100мм, діаметр свердловини, що заповнена щебе-

нем фракції 20-40 мм, складає 600мм. Глибина свердловини 10 м.

51


Динамічне навантаження ~A-~A прикладається до грані контакту між заряд-ною свердловиною та щебенем. Це є першою активною фазою навантаження, яка триває 0,01с. Друга динамічна фаза – це розрахунок переміщень від заданого нава-нтаження у першій фазі, де спостерігаються максимальні переміщення та затухан-ня деформацій в часі.

За допомогою програмного забезпечення Plaxis можна дослідити перемі-щення в різних точках моделі. Для розрахунків обрано ряд відстаней від осі заряду на рівні -5м:

1 – 0,05м - контакт між зарядною свердловиною та щебенем; 2 – 0,3м– контакт між щебенем та грунтом; 3 – 1м; 4 – 2м; 5 – 3м; 6 – 5м. Після проведення моделювання на прикладі розрахунку для ігданіту побудовано

графіки переміщень для 6 точок на діаграмі 3.

Діаграма 3. Залежності переміщень від часу в точках на різній відстані від осі

для імітаційного моделювання вибуху заряду ігданіту. З графіків можна зробити висновок, що максимальні переміщення мають ча-

стки щебеню, які знаходяться на межі контакту свердловини з ґрунтом. Менші, але досить значні переміщення мають частки щебеню, що контактували із ВР. По мірі віддалення точок від осі симетрії в лесовому ґрунті переміщення затухають.

Максимальна величина переміщень для ігданіту склала 723 мм (рис.3). Мак-симальна величина горизонтальних переміщень склала 649 мм, тобто діаметр укріпленої щебенем зони складає близько 1,9м.

Рис. 3. Деформаційна сітка після імітаційного моделювання вибуху.

52


Результати для інших ВР зведено у табл.2. На рис. 4.а-г зображено епюри переміщень при моделюванні дії зарядів чо-

тирьох досліджуваних ВР. Важливою частиною досліджень, крім визначення параметрів укріпленої

щебенем зони, є встановлення розмірів зон ущільненого ґрунту, що утворились на-вколо в результаті динамічної дії вибуху. Такою будемо вважати зону, в якій пере-міщення перевищують 80 мм (рис. 4.а-г, табл.2).

Таблиця 2 – Зведені дані по величині армованих щебенем зон та зон ущільненого

ґрунту для широко застосовуваних ВР середньої потужності і нових промислових сумішевих ВР

Тип ВР Грамо-ніт 79/21

Ігданіт Полімікс ГР4-Т10

Полімікс ГР1/8(74%) + КРУК2(26%)

№ 1 2 3 4 Діаметр зон, армованих щебенем, м 2,15 1,9 2,23 3,2 Діаметр зон ущільненого ґрунту, м 5-8 4-6 5-8 6-10 Відношення глибини проникнення щебеню до Ø зарядної свердловини

3-8 3-7 4-8 7-13

Рис. 4.а. Епюри переміщень при моделюванні дії грамоніту 79/21.

Рис. 4.б. Епюри переміщень при моделюванні дії ігданіту.

53


Рис. 4.в. Епюри переміщень при

моделюванні дії Полімікс ГР4-Т10. Рис. 4.г. Епюри переміщень при моделюванні дії

Полімікс ГР1/8(74%) + КРУК2(26%) Висновки В результаті імітаційного моделювання підвищення несучої здатності лесо-

вого ґрунтового масиву енергією вибуху циліндричного заряду ВР в свердловин, заповненій щебенем, в лесовому масиві, що проводилося за допомогою програмно-го комплексу Plaxis, можна зробити такі висновки:

– максимальні переміщення мають частки щебеню, що знаходяться на межі контакту свердловини з ґрунтом. Менші, але досить значні переміщення мають ча-стки щебеню, що контактували із ВР. По мірі віддалення моніторингових точок від осі симетрії в лесовому ґрунті переміщення затухають;

– порівнюючи результати теоретичних досліджень на основі класичного ма-тематичного апарату теорії вибуху для визначення глибини проникнення щебеню у зволожений лесовий ґрунт [5] з результатами даного розрахунку у комплексі Plaxis, спостерігаємо збіг отриманих значень. Згідно з розрахунками на основі кла-сичного математичного апарату теорії вибуху значення глибини проникнення ще-беневих частинок лежить в діапазоні від 3 до 7,5 діаметрів зарядної свердловини, а максимальне переміщення щебеневої зони становить для еталонного грамоніту 79/21 від 3 до 8 діаметрів зарядної свердловини.

– найбільш ефективною ВР для даних робіт є Полімікс ГР1/8(74%) + КРУК2(26%). Максимальна величина горизонтальних переміщень на межі контак-ту свердловини з ґрунтом склала 1310 мм. Для Полімікс ГР4-Т10 це значення до-рівнює 815 мм, для класичних сумішевих ВР – 775 мм та 650 мм для грамоніту 79/21 та ігданіту відповідно.

– дана технологія закріплення лесових грунтів та підвищення їх несучої зда-тності є дуже перспективною, оскільки може принести значну економію в порів-нянні з іншими механічними, хімічними чи фізичними способами укріплення ґрун-тів, а також вона відзначається швидкістю та простотою виконання робіт і відсут-ністю складного обладнання.

54


Напрямок подальших досліджень полягає в проведенні натурних випробу-вань та оцінці ступеня підвищення несучої здатності лесових грунтів.

Список використаної літератури

1. Лучко І.А. Математичне моделювання дії вибуху в ґрунтах і гірських породах / І.А. Лучко, Н.С. Ремез, А.І. Лучко. – К. : НТУУ «КПІ», 2011.

2. Ляхов Г. М.Взрывныеволны в грунтах / Г. М.Ляхов,Г. И.Покровский. – М.: Осгортехиздат, 1962.

3. R.B.J. BrinkgrevePlaxis 2D – Version 8. Dynamics manual.Delft University of Technology and Plax-isb.v., The Netherlands, 2002.

4. R.B.J. BrinkgrevePlaxis 2D – Version 8. Material models manual. Delft University of Technology and Plaxisb.v., The Netherlands, 2002.

5. Зуєвська Н.В. Наукові основи формування геотехнічних властивостей просідних масивів з урахуванням гідротермального фактора. (Автореферат). – К. : НТУУ «КПІ», 2011.


Н.В. Зуевская, С.А. Лозовой

ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА УПЛОТНЕНИЯ ПРОСАДОЧНОГО ЛЕССОВОГО ГРУНТА МЕТОДОМ ВЗРЫВНОГО АРМИРОВАНИЯ В ПРОГРАММНОМ ПАКЕТЕ PLAXIS DYNAMICS

Рассматривается возможность повышения несущей способности лессового грунтового массива с помо-щьюв недрения в него жест кого заполнителя энергией взрыва системы удлиненных зарядов. Выполняет-ся сравнение широко применяемых эталонных ВВ и нових смесевых ВВ.

Ключевые слова: повышение несущей способности, армирование щебнем, энергия взрыва, plaxis, имита-ционное моделирование.

N.V. Zuievska, S.O. Lozovyi

STUDY OF THE PROCESS OF REINFORCING LOESS SOILS BY METHODS OF EXPLOSIVE REINFORCEMENT IN PLAXIS DYNAMICS

Performing contemplation of the possibility of increasing the bearing capacity of the array loesss oil by implantation into it the hardaggregate by th explosion energy of elongated charges. Performing comparisons of standard widely used explosive and new mixed explosives.

Keywords: increasing of bearing capacity, reinforced with gravel, the energy of the explosion, plaxis, simulation.

55


УДК 622.235.535

В.В. БОЙКО (д-р техн. наук, проф.) Н.І. КРИВОРУЧКО (аспірант) Д.В. ХЛЕВНЮК (аспірант) С.Ю. БОГУЦЬКИЙ (аспірант) Інститут гідромеханіки НАН України, м. Київ

СПЕКТРАЛЬНА ОЦІНКА СЕЙСМІЧНОГО ЕФЕКТУ КОРОТКОУПОВІЛЬНЕНОГО

ПІДРИВАННЯ ЗАРЯДІВ ВИБУХОВОЇ РЕЧОВИНИ

В даній статті здійснено спектральну оцінку сейсмічного ефекту короткоуповільненого підри-вання зарядів вибухової речовини. Розглянуто задачу про суперпозицію сейсмічних коливань в залеж-ності від кількості джерел (зарядів) і часу їх сповільнення; встановлено залежності для теоретичної оцінки інтерференції сейсмічних коливань, що отримані для часткового випадку та добре узгоджуються з експериментальними даними.

Ключові слова: вибух, сейсмічні хвилі, сейсмічні коливання, сейсмічний ефект, коротко-уповільнене підривання.

Вступ. Сейсмічний ефект являється одним з найважливіших геоекологічних

факторів вибухових робіт. Викликані вибухом сейсмічні коливання грунту негати-вно впливають на промислові та житлові споруди, розташовані поблизу зони ве-дення гірничих робіт. Найефективнішим способом зменшення сейсмічної дії вибу-хів на охоронні об’єкти і збільшення корисного використання енергії вибуху, вна-слідок чого зменшуються питомі витрати вибухових речовин (ВР), покращується подрібнення гірських порід, є короткоуповільнене підривання (КУП) груп зарядів.

Аналіз останніх досліджень і публікацій. За останні роки з впровадженням неелектричної системи ініціювання метод КУП дозволив проводити ініціювання з інтервалом сповільнення не тільки окремо кожного свердловинного заряду, але й встановлювати сповільнення всередині нього. Стало можливим зменшити сейсміч-ну дію КУП при збільшенні масштабів масових вибухів, що підвищує економічну ефективність виробництва. У працях [1-4, 6, 7, 10] зібрано доволі багато експери-ментального матеріалу, присвяченого даній проблематиці, на основі якого пропо-нуються рекомендації щодо оцінки сейсмоефекту КУП в різних гірничо-геологічних умовах. Проте існуючі рекомендації зводяться, здебільшого, до цілком емпіричних залежностей, які розроблені для конкретних умов. Розділеними група-ми зарядів вважаються лише ті, які розділені сповільненням не меншим за 20 мс. Сповільнення всередині групи не враховується. Але практика, як зазначалось ви-ще, показала, що вони мають суттєвий вплив як на сейсмічну картину вибуху зага-лом, так і на взаємодію зон руйнування зарядів зокрема. Результати існуючих ро-біт важко узагальнити при оцінюванні параметрів сейсмічних коливань під час КУП, оскільки область застосування наведених даних часто обмежена, а вибух ко-жного або групи зарядів є доволі складним явищем. Це, в свою чергу, призводить до суперечливих результатів, тому що розрахунок параметрів сейсмічних хвиль при КУП із врахуванням всіх особливостей і умов проведення вибуху є досить складним.

Для отримання надійного методу оцінки сейсмічного ефекту КУП необхідно зрозуміти взаємодію вибуху зарядів ВР і багатостадійного режиму розвитку неод-ночасного їх ініціювання. Зарядів ВР послідовно з’єднані різними системами в од-ну схему КУП та впливають на інтенсивність пружних хвиль, що досягли ґрунто-вої основи фундаменту споруди. Аналіз літературних джерел з теоретичних дослі-

© Бойко В.В., Криворучко Н.І., Хлевнюк Д.В.,Богуцький С.Ю., 2014 56


джень показав, що дослідження вибуху групи циліндричних зарядів, які найбільш розповсюджені в практиці ведення підривних робіт, часто базуються на заміні по-довженого заряду ланцюжком елементарних зосереджених зарядів. А закономірно-сті, отримані при розв’язанні одновимірних задач, узагальнюються для просторо-вих залежностей. Хоча й у деяких роботах було поставлено й вирішено просторові задачі про вибух одного або двох циліндричних зарядів у ґрунтовому просторі, од-нак результати цих досліджень не повною мірою розкривають механізм взаємодії між зарядами, який виникає під час вибухів групових зарядів, що вибухають мит-тєво або короткоуповільнено. Тому поряд з широким діапазоном проведених екс-периментальних досліджень зміни сейсмоефекту від вибухів кожного або групи зарядів внаслідок суперпозиції хвиль теоретичні дослідження оцінки сейсмовип-ромінювання цих зарядів в повній мірі не вивчені.

Метою дослідження є теоретична оцінка сейсмічного ефекту КУП зарядів ВР, дослідження суперпозиції сейсмічних коливань в залежності від кількості дже-рел (зарядів) і часу їх сповільнення.

Об’єктом дослідження є процеси поширення сейсмічних хвиль від вибуху циліндричних зарядів ВР, що впливають на інтенсивність сейсмічних коливань.

Виклад основного матеріалу. Одним з найважливіших параметрів сейсміч-них коливань під час вибухів, який визначає ступінь пошкодження будинків та споруд, є максимальна швидкість зміщення в точці спостереження [11]. Цей параметр багато років широко використовувався для оцінки сейсмічної безпеки під час вибухів як невеликих, так і крупних масштабів. Останнім часом в дослідженнях [1-7], які оде-ржали статус ДСТУ України, доведено, що крім максимальної швидкості зміщення часток ґрунту, в основі будівель необхідно враховувати сумісну взаємодію амплі-тудо-частотних спектрів “ґрунт–будівля”. В даній статті досліджується інтерфере-нція сейсмічних коливань під час КУП без врахування власних коливань об’єкта, що охороняється, тобто оцінюється лище інтенсивність сейсмічних коливань в то-чці спостереження.

Розглянемо задачу про суперпозицію сейсмічних коливань в залежності від кількості джерел (зарядів) і часу їх сповільнення. За умови незалежності джерел виконується принцип лінійної суперпозиції хвиль, тобто сумарне коливання в точ-ці спостереження можна подати наступним чином:

1 1

N N

n n nn n

u t u t A f t

, (1)

де u t – швидкість зміщення в точці спостереження; N – загальна кількість дже-

рел; nA – максимальна амплітуда коливань від n-го джерела; nf t – функція часу,

що визначає форму коливань від n-го джерела, причому max

1nf .

Для оцінки максимальної амплітуди у виразі (1) використаємо перетворення Фур’є, згідно з яким u t подамо у вигляді

1

2i tu t u e d

, (2)

де 1

Ni t

n nn

u u t e dt A f

,

57


.i tn nf f t e dt

(3)

Варто зазначити, що в точку спостереження надходять хвилі від окремих

джерел в певній послідовності, при якій для кожної точки спостереження створю-ється система часу приходу таких хвиль n , величина яких систематично нарос-

тає зі збільшенням n . При цьому зручно вести відлік часу від моменту приходу першої з хвиль і практично завжди можна побудувати лінійну залежність типу:

1n nn , (4)

де характеризує основну залежність часу приходу або часу затримки (інтервал сповільнення) по відношенню до першої хвилі від номеру наступних хвиль n , а

n – розсіювання в значеннях n .

Розглянемо важливий для подальших досліджень випадок:

nA A , 0n , n nf t f t , 1,n N ,

тоді з (3) маємо

ninf f e ,

1 1

n

N Ni

nn n

f f e f

,

1

1 2

1

sin 121sin

2

i N i NNi n

in

Ne

e ee

. (5)

Підставивши (5) в (2), маємо:

2

i tAu t f e d

. (6)

Для оцінки максимального значення швидкості maxu розглянемо рівність (6).

З (6) випливає, той факт, що при оцінюванні maxu досить важливе значення буде

мати взаємне розташування максимумів спектрів двох множників і f .

Модуль спектру першого множника залежить від параметра і кількості

джерел N . В точках 2 m ( 0;1;m ) функція має максимум, що дорі-

внює N , гострота якого зростає зі збільшенням N . Подамо функцію одиничного сигналу f t ( 0, 2 ) у вигляді:

58


00

0sin , 0,

0, 0,

t

max

te t t

ff t

t

(7)

де 0 – характерна частота сигналу: – коефіцієнт затухання коливань;

maxf – максимальне значення функції 00 0sintte t , що при малих значеннях

приблизно дорівнює 1 e . Використовуючи осцилограми коливань від одиничного джерела і дану

функцію f t , шляхом підбору можна досить точно описати основну частину

коливань, що реєструються під час вибуху, хоч спектральний склад цих коливань в більшості випадків буває значно складнішим [8, 9].

Подамо спектр функції f t у вигляді:

22

0

2 22 2 2 20 0 0

2,

1 4

i

max

f ef

(8)

де – деяка відома функція частоти 0 і .

При обчисленні u t за формулою (6) виділимо три області значень 0 1

або 0 : малих, середніх та значень 0 , що наближаються до 2 .

При малих значеннях 0 можна припустити, що відношення sin sin2 2

N в

формулі (5) є слабкозмінною функцією в порівнянні з f , і при обчисленні u t за

допомогою формули (6) його можна винести за знак інтегралу, попередньо поклавши,

що 0 . Тоді за теоремою про зсув маємо, що

0

1

2

Nu t A f t

. (9)

Для амплітудної характеристики сейсмічного ефекту використаємо коефіці-

єнт ,K що дорівнює відношенню максимальних амплітуд під час вибуху групи за-рядів до вибуху одиничного заряду. У випадку малих значень 0 з рівняння (9)

маємо, що

0 00 sin sin

2 2

NK

. (10)

Для області середніх значень 0 з (5) і (6) маємо

11 1 1

2 1 2 2 1 cos

i Ni N i N ii t i t

i

e A e e eu t A f e d f e d

e

.

59


Поклавши 0 , винесемо функцію 2 1 cos за знак інтегралу, як слаб-

козмінну в порівнянні з f :

2 0

14 sin

2

Au t f t f t N f t f t N

. (11)

Проаналізувавши формулу (11), бачимо, що при побудові подібним чином функцій виду (7) результуюче коливання матиме приблизно два однакових макси-муми, що помітно рознесені в часі при великих N. В залежності від параметра і сумарна максимальна амплітуда буде коливатися від 1 до 2. Чисельні оцінки по-казують, що при коефіцієнті 0,1 0,2 значення K можна подати таким чином:

0

1

2sin2

K . (12)

При розгляді області значень 0 , близьких до 2 , модуль спектра f

функції f t стає слабкозмінною функцією в порівнянні з гострим піком функ-

ції при частотах близьких до 1 2 . Поклавши 1 , у формулі (6) ви-

несемо f за знак інтегралу. Тоді

0

221 0

22 22 20 max 01 0 1 0

2Re

1 4

i t iAu t e d

f

. (13)

Оцінка інтеграла у формулі (13) з допомогою методу перевалу, показує, що u t

являє собою коливання з частотою 1 , амплітуда яких спершу збільшується з часом,

досягає максимуму в момент, що становить приблизно 2N , а потім поступово зату-

хає. Для максимуму амплітуди має значення площа під кривою в області 1 ,

тому

221 0122 22 20

1 0 1 0

2

1 4

eK

. (14)

Отже, за допомогою формул (10), (12) і (14) можна визначити коефіцієнт K на

всьому цікавому для практики діапазоні зміни параметра 0 або відношення T , де

02T – період коливання при одиничному вибуху. При цьому перехід від (10) до

(12) визначається значенням 0 2 6N або 1 6T N , перехід від (12) до (14)

60


визначається значенням T , близьким до одиниці, при якому обчислення K за фор-мулами (12), (14) дає однакові результати.

На рис. 1 показано залежність коефіцієнта K від T для 10N і 0, 2 . Плюсами помічені значення ,K визначені з допомогою комп'ютера за даними осцило-грам, деякі з яких подані на рис. 2.

При 0T функція K T має гострий максимум (рис. 1), що становить N,

проте K стрімко спадає при зростанні T . В досить широкому діапазоні значень T

значення K наближається до одиниці і, що важливо, не залежить від N. При 1T маємо другий максимум, величина якого також не залежить від N.

Рис. 1. Залежність коефіцієнта

K від T : 1 – 0,1 ;

2 – 0,2, 10N ; 3 – 24N .

Рис. 2. Розрахункові осцилограми результуючих

коливань при 10N : а – 0,05T ; б – 0,4T ;

в – 0,8T .

При малих значеннях T (рис. 2) коливання від групи джерел схожі за фо-

рмою до коливань під час одиничного вибуху. Із збільшенням T максимум зна-

ходиться в перших фазах, а при T , близьких до одиниці, встановлюється трива-лий цуг коливань з максимумом поблизу середини. Коефіцієнт ,K що обчислений за формулами (10), (12) і (14) (рис. 1), добре узгоджується з результатами комп’ютерних розрахунків та свідчить про можливість використання наближених формул (10), (12) та (14) для оцінки сейсмічного ефекту при КУП.

Висновки Отже, завдяки теоретичній оцінці інтерференції сейсмічних коливань під час

КУП групи зарядів, встановлено, що максимальна швидкість під час таких вибухів має незначну відмінність від максимальної швидкості під час вибуху лише одного заряду із всієї групи, якщо час сповільнення не занадто малий в по-рівнянні з пері-одом коливань, який характерний для одиничного вибуху. Встановлені залежності (10), (12) та (14) для оцінки сейсмоефекту КУП добре узгоджуються з експеримен-тальними даними та отримані для випадку, коли описується система відносно од-накових хвиль, що надходять в чіткій послідовності (4) в точку спостереження

61


( 0n ). На жаль, на практиці даний випадок реалізується в одиничних випадках, так як хвилі від окремих джерел можуть відрізнятися періодами коливань або ос-новною частотою, амплітудами, а також мати розсіювання значень, відмінне від нуля ( 0n ). З огляду на це, в подальших дослідженнях варто розглянути випадок надходження різних за частотою, періодом коливань, амплітудою хвиль для опису і оцінки сейсмічного ефекту КУП зарядів ВР.


1. Бойко В.В. Національний стандарт України. Вибухи промислові. Методи визначення фактич-ної сейсмостійкості будівель і споруд / В.В. Бойко, В.Є. Воротеляк, Г.А. Воротеляк, А.О. Кузьменко // ДСТУ 7116:2009. – К: Держспоживстандарт України, 2010. – 6 с.

2. Бойко В.В. Національний стандарт України. Проведення промислових вибухів. Норми сей-смічної безпеки / В.В. Бойко, В.Є. Воротеляк, Г.А. Воротеляк, А.О. Кузьменко // ДСТУ 4704:2008. К.: Держспоживстандарт України, 2009. – 11 с.

3. Бойко В.В. О критериях сейсмической опасности промышленных взрывов / В.В. Бойко, А.А.Кузьменко, Т.В. Хлевнюк // Вісник Національного технічного університету України “Київський політехнічний інститут”. Збірник наукових праць. – Київ: НТУУ “КПІ” : ЗАТ “Техновибух”, 2004. – Вип.12. – С. 45 – 52.

4. Бойко В.В. Оценка сейсмобезопасности сооружений при воздействии на них взрывных волн с учетом их спектральных характеристик / В.В. Бойко, А.А. Кузьменко, Т.В. Хлевнюк // Вісник Національного технічного університету України НТУУ “КПІ”. Серія “Гірництво” : Зб. наук. пр. – К.: НТУУ “КПІ”, 2008. – № 16. – С. 3 – 13.

5. Бойко В.В. Проблеми сейсмічної безпеки вибухової справи у кар’єрах України / В.В. Бойко // Монографія. – К.: ТОВ “Видавництво Сталь”, 2012. – 184 с.

6. Бойко В.В Розробка способу прогнозування сейсмічного ефекту короткоуповільненого підри-вання з врахуванням суперпозиції хвиль в гірському масиві / В.В. Бойко // Автореферат дисертації на здобуття наукового ступеня кандидата технічних наук. – К. – 2010. – 25 c.

7. Бойко В.В. Сейсмобезпека бортів кар’єру при багатоблоковому масовому підриванні / В.В.Бойко, О.М. Чала, Т.В. Хлевнюк // Проблеми охорони праці в Україні: Зб. наук. праць. – К.: ННДІПБОП, 2011. – Вип. 20. – С. 70 – 77.

8. Кузьмина Н.В. Частотные спектры сейсмических колебаний при подземных взрывах по наблюдениям в ближней зоне. – В кн.: Сейсмика и воронки выброса при подземных взрывах / Н.В. Кузьмина. – М.: Недра, 1965. – 469 с.

9. Молотова Л.В. О зависимости частотных спектров сейсмических колебаний от условий взрыва / Л. В. Молотова. – Изд-во АН СССР. Геофизика, 1964. – №12.

10. Мосинец В.Н. Дробящее и сейсмическое действие взрыва в горных породах / В.Н. Мосинец.- М.: Недра, 1976. – 271 с. 11. Садовский М.А. О сейсмическом действии подземных взрывов / М.А. Садовский, В.Н. Ко-стюченко. – ДАН СССР, 1974. – т. 215. – №5.

12. Харкевич А.А. Спектры и анализ / А.А. Харкевич. – М.: Физматгиз, 1962. – 480 с.


В.В. Бойко, Н.И. Криворучко, Д.В. Хлевнюк

СПЕКТРАЛЬНАЯ ОЦЕНКА СЕЙСМИЧЕСКОГО ЭФФЕКТА КОРОТКОЗАМЕДЛЕННОГО ВЗРЫВАНИЯ ЗАРЯДОВ ВЗРЫВЧАТОГО ВЕЩЕСТВА

В статье осуществлено спектральную оценку сейсмического эффекта короткозамедленного взрывания зарядов взрывчатого вещества. Рассмотрена задача о суперпозиции сейсмических колебаний в зависимо-сти от количества источников (зарядов) и времени их задержки; установлены зависимости для теорети-ческой оценки интерференции сейсмических колебаний, которые полученные для частного случая и хо-рошо согласуются с экспериментальными данными.

Ключевые слова: взрыв, сейсмические волны, сейсмические колебания, сейсмический эффект, коротко-замедленное взрывание.

62


V.V. Boyko, N.I. Kryvoruchko, D.V. Chlevnyuk

THE SPECTRAL ASSESSMENT OF THE SEISMIC EFFECT OF SHORT-DELAY BLASTING OF EXPLOSIVE CHARGES

The spectral assessment of the seismic effect of short-delay blasting of explosive charges was realized in this article. The problem of the superposition of seismic vibrations depending on the number of sources (charges) and time of their delay was considered. The relations of theoretical assessment of interference of seismic vibrations were established for a special case.

Keywords: explosion, seismic waves, seismic vibrations, seismic effect, short-delay blasting.

63


УДК 622.7.09

Е.И. НАЗИМКО (д-р техн. наук, зав. кафедрой ОПИ) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ПРОБЛЕМЕ УДАЛЕНИЯ СЕРЫ, СОДЕРЖАЩЕЙСЯ В УГЛЯХ

Приведены результаты обзора исследований по проблеме содержания серы в ископаемых углях

разных странах. Описаны основные формы серы в угольном веществе. Показано определяющее влияние пиритной серы на величину сернистости углей различных месторождений. Представлены данные по ко-личеству серы в пластах Донецкого угольного бассейна. Приведена формула для вычисления количества пиритной серы. Описаны условия формирования колчеданной серы в процессе углеобразования и роль состава и водопроницаемости пород кровли на содержание серы в угольных пластах. Показана зависи-мость методов снижения сернистости от крупности вкраплений пирита.

Ключевые слова: уголь, сера, виды, содержание, условия образования Проблема и ее связь с научными и практическими задачами. Главной

задачей технологии обогащения углей является удаление минеральных примесей. Основными примесями являются сопутствующие породы, их содержание и обес-печивает высокую зольность рядовых углей. Содержание породных минералов в товарных концентратах лимитируется требованиями к их зольности. Кроме этого концентраты должны удовлетворять определенным требованиям потребителей по содержанию влаги и серы, а в ряде случаев – по крупности. Высокая влажность концентратов после мокрых процессов обогащения ухудшает условия их транспо-ртирования, особенно в зимний период, а также приводит к повышенным затратам энергии на испарение влаги при коксо-химическом переделе.

Сера в углях является наиболее вредной примесью. При сжигании высокосе-рнистых углей значительная часть сернистых соединений превращается в двуокись серы (сернистый газ SO2), которая отравляет атмосферу, вредно действует на здо-ровье людей, вызывает коррозию металлов. Сера снижает ценность топлива, уху-дшает качество конечных продуктов его переработки. Кроме того сера повышает расход технологического топлива в доменной печи из-за необходимости введения дополнительных флюсов.

В последнее время у ряда предпринимателей возник интерес именно к про-блеме снижения содержания серы в углях. Это связано с продажей углей на экс-порт в другие государства, где предъявляются довольно жесткие требования по се-рнистости концентратов.

Анализ исследований и публикаций. Наиболее масштабные и подробные исследования по содержанию серы в углях различных пластов и месторождений были проведены в 40-50-е годы двадцатого столетия А.З. Юровским с сотрудника-ми [1]. И хотя с тех пор прошло более полувека, в исследованиях химии углей и в обогатительной отрасли мало что изменилось [2-4].

Постановка задачи. Целью данной работы является систематизация иссле-дований по проблеме снижения содержания серы в каменных углях.

Изложение материала и результаты. Результаты обобщения исследований сернистости углей по всему миру позволили авторам работы [1] прийти к заключе-нию о крайней неравномерности содержания серы в пластах разных месторожде-ний. Обработка этих результатов автором данной публикации представлена в виде рис. 1-2.

© Назимко О.I., 2014 64


Рис. 1. Колебания содержания серы в углях различных месторождений наиболее крупных угледобывающих стран

Рис. 2. Средняя сернистость углей различных стран

Как следует из приведенных данных, максимальные колебания содержания

серы в углях характерны для стран, имеющих большое количество месторождений, разбросанных на значительной площади. Сюда относятся в первую очередь Россия и США. В России содержание серы в рядовых углях колеблется от 0,4 до 8%, в США – от 0,7 до 5,4% при средних данных этого показателя здесь 1,8-2,2%. На

65


Украине, гдеДонецкий бассейн является определяющим по добыче угля, этот пока-затель лежит в пределах от 0,5 до 7% в ряде регионов.

Исследованиями установлено также, что даже в пределах одного и того же пласта содержание серы в Донецких углях может изменяться от 1 до 7% при сред-нем показателе около 3% [1]. Более высокая средняя сернистость углей характерна только для месторождений Чили (рис. 2).

Для Донецких углей малосернистыми являются пласты m5, h6, h6′, h3; полно-стью многосернистыми – пласты n1, n2

4, m4, m2, l71, l5, l2

1, k74, k4

2, k21, k2. Пласты m9,

m6, m51, m4

4, m3, l7, l6, l4, l31, l3, k8, k7, k6, k5′, k5, k4′, k3′, k3, h10, h8, h4

2, h2 относятся к смешанным, имеющим небольшие участки малосернистых углей и зоны с высоким содержанием серы. Диапазоны содержания серы в углях различных районов Доне-цкого бассейна приведены на рис. 3. Цифры над гистограммами показывают сред-нюю сернистость по району. В целом Донецкие угли являются высокосернистыми.

Рис. 3. Распределение сернистости углей по районам Донецкого бассейна

Углехимические исследования позволяют различать в углях три основные формы серы – сульфатную, органическую и колчеданную. Сульфатная сера обычно представлена сульфатом кальция СаSО4 и незначительными количествами сульфа-та железа FeSО4. Этот вид серы менее всего влияет на общую сернистость, т.к. ее содержание в углях незначительно и не превышает 0,1-0,2%. При окислении и вы-ветривании содержание сульфатной серы несколько увеличивается в основном за счет перехода пирита FeS2 в сернокислое железо FeSО4.

Органическая сера входит в состав сложной молекулы угольного вещества, имеющей сотни и тысячи атомов с многократным повторением основной структу-рной группировки атомов в виде конденсированных ароматических ядер с боко-

66


выми цепями [5]. Помимо основного вещества - углерода - макромолекула угля со-держит атомы водорода, кислорода, азота, серы, в очень малых количествах – фо-сфора и мышьяка. Органическая сера образовалась из серы углеобразующих рас-тений, распределена по всему угольному веществу и не удаляется при механичес-кой обработке углей (обогащении). Для удаления органической серы химическими методами необходимо разрушить саму макромолекулу угольного вещества, что не-рационально. Ориентировочное содержание органической серы колеблется для ра-зных углей в пределах 0,3-0,7%.

Колчеданная сера представлена пиритом FeS2 и марказитом FeS, который встречается очень редко. Поэтому говорят в основном о пиритной сере. Пирит мо-жет быть представлен в угле в виде: вкраплений золотистого цвета размером до 0,5мм (в ряде случаев до 1мм); тонкодисперсных частиц размером порядка 6-10мкм; тонких слоев пирита, чередующихся с угольными слоями; включений пи-рита в трещинах. Это многообразие форм нахождения пирита в углях связано с из-менением условий формирования пластов и даже их отдельных участков в длите-льные периоды времени.

В малосернистых углях преобладает органическая сера, в многосернистых – пиритная. При этом при увеличении содержания пиритной серы повышается и со-держание органической. Многие исследователи приходят к выводу, что пиритная сера возникала в углях одновременно с формированием угольных пластов.

Математическая обработка большого количества определений общей и кол-чеданной серы в различных углях Донецкого бассейна позволила А.З. Юровскому предложить формулу для вычисления количества колчеданной (пиритной) серы:

Sколч = 0,737 Sобщ – 0,38,

где Sобщ – процентное содержание общей серы в угле, определяемое химическим анализом по известному методу Эшке.

Авторы считают эту формулу справедливой для углей, содержащих до 5% общей серы. При более высокой сернистости результат ожидается менее точный, однако отклонение находится в допустимых пределах. Позже эта формула была использована для оценки содержания серы в углях других месторождений различ-ных стран. В подавляющем большинстве случаев получено среднее отклонение ре-зультатов расчета и определения химическим анализом в пределах 0,09-0,17%, только для высокосернистых углей Карагандинского бассейна отклонение соста-вило 0,34% [1]. В ходе исследований установлена прямолинейная зависимость ме-жду содержанием общей и колчеданной серы в углях.

В настоящее время нет полностью обоснованной теории происхождения се-ры в углях. Известные в минералогии и геологии пути образования пирита как са-мостоятельного минерала не соответствуют условиям, имевшим вероятно место при формировании угольных пластов. Наиболее близким к этим условиям оказы-вается биогенный путь образования пирита, подразумевающий восстановление су-льфатов бактериями. Различные авторы придерживаются разных теорий, но прак-тически все согласны с мнением о том, что пирит возникал одновременно с фор-мированием угольных пластов. При этом основная роль отводится приносным су-льфатным соединениям. Высказывается предположение о влиянии древних слоно-ватых морских вод, содержащих некоторое количество серы в основном в виде су-льфата магния. Произведенный прикидочный расчет возможного количества при-несенной морскими водами серы показал цифру 4%, что подтверждает правомер-ность предположения.

67


Вторым компонентом, необходимым для образования пирита, является же-лезо, приносимое пресными речными водами в виде гидратов окиси, закиси или хлоридов. Гидрогеологическая обстановка отложения материалов углеобразовате-лей в Донецкой котловине подтверждает высказанные гипотезы. При этом учиты-вается, что доступ пресных вод мог в отдельные периоды формирования угольных пластов быть ограниченным.

Последний факт связан с водопроницаемостью и составом откладывающих-ся пород кровли. Водопроницаемость определяла возможность доступа к веществу углеоборазователей и его интенсивность для растворов пресных вод, содержащих ионы железа. Минералогический состав кроющих пород изменял кислотность (или щелочность) среды в формирующемся пласте. Известно, что воды, просачивающи-еся через известняк, имеют щелочную реакцию. Это является необходимым усло-вием для протекания химической реакции образования пирита. Обработка данных исследований для пластов Донецкого бассейна, приведенных в работе А.З. Юров-ского, позволила получить гистограммы, представленные на рис. 4.

Во всех случаях высокосернистые угли располагаются под известняками или

песчаниками. Эти породы являются водопроницаемыми и не препятствуют прохо-ждению растворов, содержащих ионы железа, необходимые для химических реак-ций образования пирита. Для глинистых сланцев не представляется возможным сделать однозначный вывод, т.к. количество проб с высоким и с небольшим соде-ржанием серы довольно близкое и составляет 115 и 102, соответственно. Можно предположить, что эти породы, являющиеся водоупорными, не пропускали к фор-мирующемуся угольному веществу воды с ионами железа полностью или частич-но. Перечисленные возможные факторы не являются единственными из определя-ющих сернистость угольных пластов.

При механическом обогащении среднее снижение сернистости составляет 10-12% от общего содержания серы в углях и обеспечивается в основном за счет снижения содержания пиритной серы. Такое снижение сернистости связано с тон-кой вкрапленностью пирита в углях в большинстве случаев. Крупно вкрапленный зернистый пирит может удаляться при обогащении зернистых шламов гравитацион-

0

20

40

60

80

100

120

глинистые сланцы песчаники известняки

Количество проб

4% и выше

менее 1,5%

Рис. 4. Влияние состава пород кровли на сернистость углей (обработка данных [1])

68


ными методами на концентрационных столах или других аппаратах [6]. Разработан-ные методы снижения содержания серы имеют в основном химическую природу.

Выводы Приведенные результаты обзора исследований свидетельствуют о сложных

процессах, протекавших при формировании угольного вещества в далекие геоло-гические эпохи, которые в большинстве случаев не имеют однозначной трактовки. Различные аспекты проблемы сернистости ископаемых углей имеют уровень науч-ных гипотез. Сложность снижения содержания серы в углях связана с типом вкра-плений пирита в угольном веществе, что определяется условиями углеобразова-ния. Наиболее вероятным методом удаления пиритной серы является химическая обработка угля. В процессе обогащения угля возможно снижение сернистости концентратов за счет удаления пиритной серы при условии относительно крупной вкрапленности пирита.


1. Юровский А.З. Сера каменных углей / А.З. Юровский. – М., Л.: Углетехиздат, 1948. – 236 с. 2. Полулях А.Д. Технологические регламенты углеобогатительных фабрик [справ.-информ. по-

собие] / А.Д. Полулях. – Днепропетровск: НГУ, 2002. – 856 с. 3. Братичак М.М. Хімія та технологія переробки вугілля [підручник] / М.М. Братичак,

С.В.Пиш’єв, М.І. Рудкевич. – Львів: Бескид Біт, 2006. – 272 с. 4. Русьянова Н.Д. Углехимия / Н.Д. Русьянова. – М: Наука, 2000. – 316 с. 5. Агроскин А.А. Химия и технология угля / А.А. Агроскин. – М.: Недра. – 1969. – 240 с. 6. Назимко Е.И. Испытание стола концентрационного СКО-5х2 в полевых условиях / Е.И.

Назимко, С.Л. Букин, А.Н. Корчевский // Збагачення корисних копалин. – Дніпропетровськ. – 2010. – Вип. 40(81). – С. 91-96.


О.I. Назимко

Приведено результати огляду досліджень з проблеми вмісту сірки у викопному вугіллі різних держав. Описані основні форми сірки у вугільній речовині. Показано провідний вплив піритної сірки на вели-чину сірчистості вугілля різних родовищ. Представлено дані з кількості сірки в пластах Донецького вугільного басейну. Приведено формулу для обчислення кількості піритної сірки. Описано умови фо-рмування колчеданної сірки в процесі вуглефікації і роль складу та водопроникності порід покрівлі на вміст сірки у вугільних пластах. Показана залежність методів зниження сірчистості від крупності вкраплення піриту.

Ключові слова: вугілля, сірка, різновиди, вміст, умови утворення.

L.I. Nazimko

Results over of review of researches are brought on issue of maintenance of sulphur in fossil coals of different countries. The basic forms of sulphur are described in a coal substance. Determinative influence of brazil sulphur is shown on the amount of sulphureousness of coals of different deposits. Data are presented on the amount of sulphur in the layers of the Donetsk coal basin. A formula over is brought for the calculation of amount of brazil sulphur. The terms of forming of muffle sulphur in the process of coal forming and role of composition and per-meability to water of roof rock are described on sulphur content in coal. Dependence of methods of decline of sulfureousness is shown on the largeness of impurities of brazil.

Keywords: coal, sulphur, differences, content, terms of forming.

69


УДК 622.831

И.Г. САХНО (канд. техн. наук, доц.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

ВЛИЯНИЕ ДЛИНЫ КОНСОЛИ ОСНОВНОЙ КРОВЛИ ЗАВИСАЮЩЕЙ

НАД ОХРАННЫМ СООРУЖЕНИЕМ НА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ ПОРОДНОГО МАССИВА ЗА ЛАВОЙ

Важнейшей задачей, стоящей перед угольной отраслью Украины традиционно является обеспе-

чение эксплуатационного состояния горных выработок и повышение их надежности. Целью исследова-ний, представленных в статье, является изучение изменения геомеханической ситуации вокруг подгото-вительной выработки при ее переходе в зону поддержания позади очистного забоя и установление влия-ния длины консоли основной кровли на распределение напряжений в массиве. Исследование проводи-лось методом конечных элементов. В результате моделирования установлено, что при поддержании вы-работок за лавой локализация максимальных напряжений в основной кровле, зависающей на границе с выработанным пространством, определяется длиной зависающей консоли и жесткостью охранной поло-сы. Область формирования максимальных напряжений в основной кровле определяет место ее разруше-ния и устойчивость охраняемой выработки. Увеличение длины консоли приводит к росту напряжений в основной кровле. Зависимость максимальных растягивающих напряжений от длины консоли удовлетво-рительно описывается полиномиальным законом. Показано, что резерв повышения устойчивости выра-ботки заключается в принудительном сокращении длины зависающей породной консоли.

Ключевые слова: горная выработка, напряжения, деформации, разрушение, обрушение, кровля. Одной из основных проблем угольных шахт Украины является недостаточ-

ная эксплуатационная надежность горных выработок. Поэтому важнейшей зада-чей, стоящей перед угольной отраслью Украины, наряду с наращиванием уровня добычи и обновлением шахтного фонда, традиционно является обеспечение эксп-лутационного состояния горных выработок и повышение их надежности. Известно, что наибольшие смещения наблюдаются в подготовительных выработках. Резуль-таты оценки состояния подготовительных горных выработок показывают, что 14-17% их находятся в неудовлетворительном состоянии. При этом выработки, поддерживаемые за лавой, ремонтируются не менее одного раза.

Устойчивость горных выработок в первую очередь определяется напряжен-но-деформированным состоянием (НДС) окружающего породного массива. Изме-нение НДС в окружающих выработку породах на больших глубинах стала причи-ной того, что большинство известных способов поддержания исчерпали свои воз-можности в части обеспечения устойчивости выработок. На современных шахтах в качестве охранных сооружений наиболее часто используются сплошные полосы, возводимые за лавой из различных материалов (бутовые полосы, полосы из искус-ственных элементов, литые полосы). Разброс модуля деформации материала при-меняемых охранных полос достигает трех порядков, но наиболее эффективными с точки зрения обеспечения устойчивости подготовительных выработок являются жесткие полосы. В зависимости от свойств пород основной кровли, они способны зависать над охранными сооружениями со стороны выработанного пространства, образуя консоли различной длины.

Целью исследований было изучение влияния длины консоли зависающей основной кровли со стороны выработанного пространства на (НДС) массива вок-руг подготовительной выработки поддерживаемой позади очистного забоя.

Исследование проводилось путем численного математического моделирова-ния методом конечных элементов [1], который является одним из основных совре-менных инструментов, позволяющих исследовать напряженно-деформированное

© Сахно І.Г., 2014

70


состояние породного массива. Реализация МКЭ осуществлялась в программном комплексе ANSYS.

Моделировалась выработка арочной формы, поддерживаемая за лавой отра-батывающей пласт угля мощностью 1,5м на глубине 800м. Залегание пород услов-но принято горизонтальным. Непосредственная кровля представлена алевролитом мощностью 2,5м, прочностью на одноосное сжатие 40МПа. Основная кровля - пес-чаник мощностью 6,0м, прочностью 70МПа. Породы почвы - аргиллит с прочнос-тью на одноосное сжатие 40МПа. Согласно описанной структурной колонке пласта для каждого слоя задавались модуль деформации (МПа), коэффициент поперечной деформации (Пуассона), угол внутреннего трения, коэффициент сцепления, угол дилатансии. Исходные данные для моделирования были взяты из кадастра физиче-ских свойств горных пород [2] для условий Донецко-Макеевского угленосного ра-йона. Материал, имитирующий горные породы, описывали базовой изотропной моделью Друкера-Прагера. Решалась объемная задача в нелинейной постановке. Рассматривается геомеханическая ситуация формирующаяся в массиве за лавой после выемки угля и обрушения непосредственной кровли. При этом исходили из предположения, что непосредственная кровля, имеющая относительно невысокую прочность обрушается без существенных зависаний в выработанном пространстве.

Моделировали НДС пород вмещающих подготовительную выработку за ла-вой в зависимости от типа охранного сооружения. В качестве способа охраны вы-работки принята сплошная полоса. Так как охранные полосы могут иметь различ-ную ширину, усадку и податливость, их интегральным показателем примем удель-ную жесткость полосы в направлении нормальном напластованию. Эта характери-стика позволяет оценивать способность элемента сопротивляться деформации при внешнем воздействии, являясь, по сути, величиной обратной податливости. Удель-ную жёсткость будем определять как произведение модуля деформации на едини-цу площади сечения полосы. В модели предполагается моментальное вступление в работу охранной полосы с заданным режимом деформирования. Моделируемые способы охраны приведены в таблице 1.

Таблица 1 – Моделируемые охранные сооружения

№ п/п Способ охраны Удельная жесткость

полосы, сп ГН 1. Литая полоса из быстротвердеющих материалов 12 2. Угольный целик (до момента разрушения) 2 3. Бутовая полоса 0,2

Анализ напряжений вокруг выработки проводился по картинам распределе-

ния алгебраически наибольших (растягивающих) главных напряжений – S1 ( 1 ) (I теория прочности).

На рис. 1 представлены картины распределения напряжений вокруг охраня-емой выработки при длине зависающей консоли 30м, при жесткости охранной по-лосы 2ГН.

Из рисунка 1 видно, что в верхней части основной кровли формируются две области максимальных главных напряжений S1 ( 1 ), напряжения в которых дости-гают предельных. При этом над охранной полосой эта область имеет больший раз-мер и возникающие в ней напряжения больше. Это может свидетельствовать о ве-роятном месте обрушения консоли над охранной полосой.

71


Рис. 1. Распределение главных напряжений S1 ( 1 ) вокруг горной выработки поддерживаемой

за лавой при удельной жесткости полосы 2 ГН 1 – область максимальных растягивающих напряжений

Для оценки влияния длины зависающей консоли на локализацию области

максимальных напряжений в основной кровле, их величину, и соответственно ве-роятное место разрушений кровли проанализируем напряжения, формирующиеся в верхней части зависающей консоли основной кровли. Точки фиксации напряжений приведены на рисунке 2. Начало координат на рисунке 2 соответствует центру свода арочной крепи.

Рис. 2. Схема модели с точками фиксации напряжений 1 – линия в верхней части зависающей консоли основной кровли

72


На рисунках 3, 4, 5 приведены расчетные напряжения S1 по линии 1 при же-сткости охранной полосы 12, 2 и 0,2ГН соответственно.

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

-15 -10 -5 0 5 10 15 20

l, м

S1, МПа

123456

Рис. 3. Расчетные напряжения S1 ( 1 )при жесткости охранной полосы 12ГН рассчитанные по линии 1 (рис. 2) при длине консоли 1 – 6м, 2 – 18м, 3 – 30м, 4 – 42м, 5 – 57м, 6 – 72м

Рис. 4. Расчетные напряжения S1 ( 1 )при жесткости охранной полосы 2ГН рассчитанные по

линии 1 (рис. 2) при длине консоли 1 – 6м, 2 – 18м, 3 – 30м, 4 – 42м, 5 – 57м, 6 – 72м

Для рассмотренных случаев можно сделать вывод, что область максималь-ных напряжений в породах основной кровли смещается в сторону выработанного пространства при увеличении длины консоли. При жесткости охранной полосы 12 ГН область максимальных напряжений формируется в породах основной кровли над охранным сооружением, в верхней части, зависающей породной консоли (точ-ка 11 рис. 2) независимо от ее длины. Вероятно первичное разрушение пород ос-новной кровли именно в этом месте. Это обеспечит обрушение зависающей основ-ной кровли в выработанное пространство, что приведет к снижению нагрузки на охранную полосу и контур охраняемой подготовительной выработки, что позволит

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

-15 -10 -5 0 5 10 15 20 l, м

S1, МПа

123456

73


обеспечить дальнейшую устойчивость выработки. При жесткости охранной поло-сы 2 ГН область максимальных напряжений формируется в породах основной кро-вли над охранным сооружением при длине консоли не менее 30м в остальных слу-чаях эта область расположена со стороны пласта. При жесткости полосы 0,2ГН об-ласть максимальных растягивающих напряжений для всех значений длин консоли формируется в породах основной кровли над пластом, в верхней части, зависающей породной консоли (между точками 3 и 4 рис. 2). В этом случае вероятно первичное разрушение пород основной кровли над пластом. После обрушения основной кровли вес породной консоли частично ляжет на приконтурные породы и охранное соору-жение, что вызовет асимметричное нагружение крепи подготовительной выработки и ее деформирование, дальнейшее развитие геомеханических процессов вокруг вы-работки приведет к потере устойчивости охраняемой выработки.

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

-15 -10 -5 0 5 10 15 20 l, м

S1, МПа

123456

Рис. 5. Расчетные напряжения S1 ( 1 )при жесткости охранной полосы 0,2ГН рассчитанные по

линии 1 (рис. 2) при длине консоли 1 – 6м, 2 – 18м, 3 – 30м, 4 – 42м, 5 – 57м, 6 – 72м

На рис. 6, 7 приведены графики зависимости главных напряжений 1 расс-читанных в характерных точках от длины зависающей консоли основной кровли.

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 10 20 30 40 50 60 70 80 lк, м

S1, МПа

1234567

Рис. 6. Расчетные напряжения S1 ( 1 ) при жесткости охранной полосы 2ГН рассчитанные по

линии 1 (рис. 2) в точках 1 – 5, 2 – 6, 3 – 7, 4 – 8, 5 – 9, 6 -11, 7 – 12 соответственно

74


Рис. 7. Графики зависимости напряжений S1 ( 1 )от длины консоли основной кровли lк при жесткости охранной полосы 2ГН: 1 – расчетные напряжения по линии 1 (рис. 2) в точке 5;

2 – расчетные напряжения по линии 1 (рис. 2) в точке 12; 3 – линия аппроксимации напряжений по линии 1 (рис. 2) в точке 5; 4 – линия аппроксимации напряжений по линии 1 (рис. 2)

в точке 12

Из приведенных графиков можно сделать вывод, что увеличение длины кон-соли приводит к росту напряжений в основной кровле. Максимальное влияние длины консоли наблюдается на участке между точками 6-12 по линии 1 (рис.2), то есть над охраняемой выработкой и охранной полосой, где формируются максима-льные напряжения S1 ( 1 ). Из рисунка 6 видно, что это влияние закономерно рас-тет в направлении от выработки к выработанному пространству. Зависимость на-пряжений S1 ( 1 ) от длины консоли удовлетворительно, с коэффициентом корре-ляции не ниже 0,97 описывается полиномиальным законом. Очевидно, что резерв повышения устойчивости выработки заключается в сокращении длины зависаю-щей породной консоли.

Выводы Результаты проведенных исследований показывают, что при поддержании

выработок за лавой распределение напряжений в основной кровле, зависающей на границе с выработанным пространством, в большой степени определяется длиной зависающей консоли и жесткостью охранной полосы. Область формирования мак-симальных напряжений в основной кровле определяет место ее разрушения и устойчивость охраняемой выработки.

Так при жесткости полосы 12 ГН (литая полоса) область максимальных на-пряжений формируется в породах основной кровли над охранным сооружением, в верхней части, зависающей породной консоли независимо от длины консоли, а при жесткости 0,2ГН (бутовая полоса) в породах основной кровли над пластом.

Увеличение длины консоли приводит к росту напряжений в основной кров-ле. Максимальное влияние длины консоли наблюдается над охраняемой выработ-кой и охранной полосой, где формируются максимальные напряжения S1 ( 1 ). За-

75


висимость максимальных растягивающих напряжений от длины консоли удовлет-ворительно описывается полиномиальным законом. Очевидно, что резерв повыше-ния устойчивости выработки заключается в сокращении длины зависающей поро-дной консоли. Отсюда вытекает необходимость разработки способов охраны на-правленных на принудительное обрушение основной кровли над охранной полосой с целью обеспечения устойчивости выработок за лавой.


1. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике / О. Зенкевич. – М.: Мир, 1975. – 539 с. 2. Мельников Н.В. Справочник (кадастр) физических свойств горных пород / Н.В. Мельников,

В.В. Ржевский, М.М. Протодьяконов. – М.: Недра, 1975. – 279 с.


І.Г. Сахно

ВПЛИВ ДОВЖИНИ КОНСОЛІ ОСНОВНИЙ ПОКРІВЛІ, ЯКА ЗАВИСАЄ НАД ОХОРОННОЮ СПОРУДОЮ НА НАПРУЖЕНО-ДЕФОРМОВАНИЙ СТАН ПОРОДНОГО МАСИВУ ЗА ЛАВОЮ

Найважливішим завданням, що стоїть перед вугільною галуззю України традиційно є забезпечення екс-плуатаційного стану гірничих виробок і підвищення їх надійності. Метою досліджень, представлених у статті, є вивчення зміни геомеханічної ситуації навколо підготовчої виробки при її переході в зону підт-римання позаду очисного вибою і встановлення впливу довжини консолі основної покрівлі на розподіл напруг в масиві. Дослідження проводилося методом кінцевих елементів. У результаті моделювання вста-новлено, що при підтримці виробок за лавою локалізація максимальних напруг в основній покрівлі, на кордоні з виробленим простором, визначається довжиною консолі і жорсткістю охоронної смуги. Об-ласть формування максимальних напруг в основній покрівлі визначає місце її руйнування і стійкість ви-робки, яка охороняється. При недостатній жорсткості охоронної смуги або її запізнілому включенні в роботу виникає необхідність розробки способів охорони націлених на примусове обвалення основної покрівлі над охоронною смугою з метою забезпечення стійкості виробок за лавою. В результаті проведе-них досліджень визначено область застосування способів примусового обвалення основної покрівлі. Збі-льшення довжини консолі призводить до зростання напружень у основній покрівлі. Залежність максима-льних напруг, що розтягують, від довжини консолі задовільно описується поліноміальним законом. По-казано, що резерв підвищення стійкості виробки полягає в примусовому скороченні довжини як зависло породної консолі.

Ключові слова: гірнича виробка, напруги, деформації, руйнування, обвалення, покрівля.

I.G. Sahno

INFLUENCE LENGTH CONSOLE MAIN ROOF HOVERS OVER PROTECTION CONSTRUCTION ON THE STRESS-STRAIN STATE ROCK MASS AFTER LONGWALL

The most important challenge facing the coal industry of Ukraine is traditionally providing operational status of mining and improving their reliability. Purpose of the research presented in this paper is to study changes in the geomechanical situation around development working during the transition to the zone behind the longwall maintain and establish the influence of the length of the main roof console on the stress distribution in the array. The study was conducted by finite element method. The simulation found that by maintaining in longwall workings localization of maximum stresses in the main roof, on the border with the open area, determined by the length and rigidity for drop console protection construction. Forming region of maximum stress in the main roof determines the place of its destruction and stability of the protected roadway. Increasing the length of the console leads to an increase in stress in the main roof. Dependence of maximum tensile stresses on the length of the console is satisfactorily described by a polynomial law. It is shown that resilience reserve generation is forced length contraction for breed console.

Keywords: roadway, stress, strain, fracture, caving, roof.

76


УДК 622.322

А.А. ТОПОРОВ Т.В. КОСТЕНКО Н.А. ЛЫСЕНКО

КРИТЕРИИ ОЦЕНКИ ДЕГРАДАЦИИ ШАХТНЫХ ВОДОПРОВОДОВ Предложена методика определения состояния элементов водопроводного оборудования на шах-

тах, которая позволяет определить остаточный ресурс на основе объективных критериев работоспособ-ности. Для труб, в которых протекает коррозия и накопление твердых отложений, обоснованы два крите-рия. Методика позволяет установить влияние технологических и деградационных процессов на ресурс оборудования, оценить безопасность его работы и прогнозировать его работу.

Водоотлив является одним из важнейших технологических процессов при

подземной разработке месторождений. Без него шахта не может продолжать рабо-ту и функционирует несколько часов. При выходе из строя элементов систем водо-отлива возникает угроза безопасности шахтеров и снижается надежность произ-водственных процессов. Затопления действующих подземных горных выработок из-за прорывов воды, представляют угрозу жизни и здоровью горнорабочих, а та-кже горноспасателей при ведении аварийно-спасательных работ. Они влекут за со-бой значительные материальные потери, вызванные остановками проходческих, сокращением добычных работ и повреждением шахтного оборудования [1].

Важное влияние имеет надежное функционирование пожарно-оросительных трубопроводов, обеспечивающих пылеподавление, профилактику внезапных выб-росов и пожарную профилактику и тушение.

Один из основных элементов водоснабжения и водоотлива (водооборота) на шахтах – трубопроводы, при работе которых основными процессами являются:

– организация движения потоков рабочих и вспомогательных сред путем со-здания давления определенной величины, необходимой для преодоления гидравлического сопротивления трубопроводной сети;

– движение потоков в различных конструктивных оформлениях: прямоточ-ное, противоточное, перекрестное или комбинированное течение потоков;

– соприкосновение или контактирование потоков через промежуточную стенку.

Общие критерии надежного функционирования обечаек (труб) [2]:

ОТБMIN SS (1)

СРCP PP (2)

Условие (1), учитывающее напряженно-деформированное состояние обечай-ки, описывает критерии функционирования, исходя из условия прочности. Условие (2), учитывающее гидравлическое течение потоков, описывает критерий функцио-нирования исходя из условия изменения гидравлического сопротивления.

В процессе эксплуатации оборудования водооборота на шахтах происходит постепенное накопление различного типа повреждений и возникновение дефектов – деградация трубопроводов [3, 4]. Одним из наиболее распространенных типов повреждений является коррозионно-эрозионный износ, воздействие которого учи-

© Топоров А.А., Костенко Т.В., Лисенко Н.А., 201477


тывается при выборе номинальной толщины стенки. При этом начальная толщина стенки уменьшается, приближаясь к минимально допустимой. Другой тип повреж-дения связан с ухудшением механических характеристик материала и, как следст-вие, снижением допускаемых напряжений. Оба типа повреждения приводят к пос-тепенному уменьшению допустимого внутреннего давления в обечайке. Допусти-мое давление не должно опускаться ниже рабочего.

Рассмотрим основные условия эксплуатации обечайки более подробно. Условие эксплуатации из условия прочности [5], учитывающее толщину стенки:

ОТБMIN SS ,

где, м: SMIN – минимальная толщина стенки,

SОТБ – отбраковочная толщина стенки. Определяющим при оценке остаточного ресурса из условия прочности обе-

чаек является расчет на действие внутреннего давления. Эксплуатация обечайки считается возможной, если фактическая толщина стенки всех элементов превыша-ет отбраковочную.

Рис. 1. Подверженная деградационным процессам обечайка: 1,2,3 – зоны оболочки,

соответственно, коррозии; эрозии; отложения При определении отбраковочной толщины стенки оценивается несущая спо-

собность элементов в целом, в отличие от проверочного расчета, когда определяе-тся напряжение в наиболее опасной точке.

;)(2 1 RnR

DPnS HОТБ

при 75,0

21

32 mR

mRH

H

;)9,0(2 32 RnmR

DPnS

HH

ОТБ

при 75,021

32 mR

mRH

H

где: SОТБ – толщина стенки обечайки, при которой запрещается эксплуатация, м;

Р – рабочее давление в обечайке, МПа;

78


DH – наружный диаметр элемента обечайки, м; n – коэффициент перегрузки рабочего давления в трубе,

HR1 - нормативное сопротивление, равное наименьшему значению временно-го сопротивления разрыву материала труб, принимаемое по ГОСТу или ТУ; МПа,

HR2 - нормативное сопротивление. Равно наименьшему значению предела текучести при растяжении, сжатии и изгибе материала стенок, принимаемое по ГОСТу или ТУ, МПа,

- коэффициент несущей способности, 1 , для труб, конических перехо-дов, выпуклых заглушек эллиптической формы; для отводов гладких и сварных; для отводов трубы радиусом R к наружному диаметру D;

m2 – коэффициент условий работы трубопровода, величина которого прини-мается в зависимости от транспортируемой среды: для токсичных, горючих, взры-воопасных и сжиженных газов – 0,6; для инертных газов (азот, воздух и т.п.) или токсичных, горючих, взрывоопасных жидкостей – 0,75; для инертных жидкостей – 0,9;

m3 – коэффициент условий работы материала труб при повышенных темпе-ратурах, для условий работы промысловых трубопроводов принимается равным 1;

Расчет остаточного ресурса труб по минимальной толщине стенок труб

можно оценить путем выборочного измерения этого размера. Среднеквадратичес-кое отклонение замеряемой толщины:

2)(1

1

СРК SSN

,

N

SS

N

iK

СР

40 ,

где: N – число участков замера (если N<10, то σ не вычисляют, т.к.

точность ее оценки при этом недостаточна) SК, SСР – соответственно, значения замеренной и средней толщины. Вероятную минимальную толщину стенки с учетом не контролированных

участков поверхности определяют для доверительной вероятности 95% примени-тельно к ответственному оборудованию:

2СРMIN SS .

При необходимости более точной оценки остаточной толщины стенки на ка-

ком-либо участке число измерений N увеличивают, имея в виду, что уменьшение

ошибки контроля пропорционально N . Средняя скорость коррозии стенки элемента трубы определяется по формуле:

MINK

СР

SSV

,

где – время эксплуатации, лет.

79


Остаточный ресурс объекта определяется по формуле:

CP

ОТБMIN

V

SS

Следует отметить, что определение остаточного ресурса по коррозионно-эрозионному износу толщин стенок элементов оборудования на шахтах является главным, но не единственным критерием оценки работоспособности.

Одним из критериев работоспособности оборудования водооборота на шах-тах может являться условие гидравлического течения потоков. Эксплуатация эле-ментов трубопроводов на шахтах из гидравлического условия течения рабочей среды:

СРCP PP .

Оценка остаточного ресурса из условия обеспечения течения потоков являе-

тся определение гидравлического сопротивления труб. Оно является технологиче-ским параметром, который измеряется на входе и выходе из оборудования. В об-щем случае ΔРСР вычисляется по формуле [6]:

ДОППОДCMТРСКСР РPРPPP .. ,

где: ΔРСК – потери давления на создания скорости потока на выходе из системы;

ΔРТР – потери давления на преодоление сопротивления трения; ΔРМ.С. – потери давления на преодоление местных сопротивлений; ΔРПОД – потери давления на подъем жидкости; ΔРДОП – разность давления в пространствах нагнетания и всасывания. Вышеуказанные величины имеют постоянную величину, кроме ΔРТР, кото-

рая изменяет свое значение в результате накопления отложений. Формула определения мощности подающего насосного оборудования ΔРТР,

входит как составляющая ΔРСР:

1000

СРPVN ,

где: V – объемный расход жидкости, м3/с;

ΔРСР – повышение давления, которое сообщается насосом перекачиваемому рабочему потоку;

ΔРСР равно полному гидравлическому сопротивлению системы трубопрово-дов и оборудования водооборота на шахтах.

fV ,

где: f – площадь поперечного сечения потока, м2;

– скорость истечения жидкости, м/с. Выразив из формулы определения мощности гидравлическое сопротивление

системы, получим:

80


V

NPСР

1000.

Необходимо заметить, что для гидравлической системы существует понятие

напорной характеристики, то есть взаимосвязь между напором и производительно-стью. Изменение сечения приводит к изменению производительности. График ха-рактеристики системы пойдет более круто. Рабочая точка сдвинется влево и прои-зводительность насоса снизится (рис.2).

Для получения ресурса работы по критерию образования отложений и уве-личения сопротивления системы во времени можно предложить следующие зави-симости:

PCP

CPCPT V

PP

.

Рис. 2. Зависимость изменения производительности (Q1> Q2> Q3) насоса от изменения характеристик деградирующей системы:

1,2 – соответственно, характеристики насоса и системы. Как правило, деградационные процессы протекают по нелинейной модели:

Ma .

где: а – параметр, определяющийся из условий работы; M – определяется из экспериментальных исследований. В дальнейшем будем полагать, что параметр а имеет нормальное распреде-

ление. При M=1 процесс деградации происходит с постоянной скоростью а, при M>1 – ускоряется, при М<1 – замедляется. В общем случае совместное условие ра-ботоспособности элементов оборудования водооборота на шахтах будет иметь вид:

81


ОТБMIN SS M

ОТБMIN SS )2( ,

СРCP PP ))(( MСРCP PFP .

Предложенная модифицированная методика определения состояния элемен-

тов водопроводного оборудования на шахтах позволяет определить остаточный ресурс на основе критериев работоспособности. Так для труб, в которых протекает коррозия и образование отложений, предложено использовать два критерия. Эта методика позволяет установить влияние технологических и деградационных про-цессов на ресурс оборудования, оценить безопасность его работы и прогнозиро-вать его работу.


1. Технологии XXI века: Том 1. Электрогидравлика / А.Г. Мнухин, А.М. Брюханов, И.В. Иорда-нов, Н.А. Громовой, В.А. Мнухин - Макеевка-Донецк: ВИК, 2012. - 432с.

2. А.А. Топоров, В.Н. Боровлев, П.В. Третьяков, А.А. Акусова Особенности прогнозирования ра-боты химического оборудования с помощью модифицированного гамма-процентного ресурса // Н34 Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія: Хімія і хімічна технологія / гол. ред. Башков Е.О. – Донецьк: ДВНЗ “ДонНТУ”, 2011. – Випуск 17 (187), с.192-199.

3. Болотин В.В. Ресурс машин и конструкций. - М.:Машиностроение,1990. - 448с. 4. Топоров А.А., Боровлев В.Н., Третьяков П.В. Изменение расчетных схем элементов оборудо-

вания в процессе эксплуатации// Машиностроение и техносфера XVII Международной науч-но-технической конференции. т.3. Донецк 2010.-С.169-174

5. ОСТ 153-39.4-010-2002 Методика определения остаточного ресурса нефтегазопромысловых трубопроводов и трубопроводов головных сооружений

6. Дытнерский Ю.И. Процессы и аппараты химической технологии: Учебник для вузов – В 2-х книгах: Часть 1. Теоретические основы процессов химической технологии. Гидромеханиче-ские и тепловые процессы и аппараты. М.: Химия, 1995.-400 с.


А.А. Топоров, Т.В. Костенко, М.А. Лисенко

КРИТЕРІЇ ОЦІНКИ ДЕГРАДАЦІЇ ШАХТНИХ ВОДОПРОВОДІВ

Запропоновано методику визначення стану елементів водопровідного обладнання на шахтах, яка дозво-ляє визначити залишковий ресурс на основі об'єктивних критеріїв працездатності. Для труб, в яких протікає корозія і накопичення твердих відкладень, обгрунтовані два критерії. Методика дозволяє вста-новити вплив технологічних і деградаційних процесів на ресурс устаткування, оцінити безпеку його ро-боти і прогнозувати його роботу.

82


УДК 622.1

Н.А. КОЛЕСНИК (канд. техн. наук, доц.) Г.И. КОЗЛОВСКИЙ (канд. техн. наук, доц.) А.С. Мухина (магистр) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

ГРАНИЦЫ ВЛИЯНИЯ НА ЗЕМНУЮ ПОВЕРХНОСТЬ ПРИ КОНТУРЕ ВЫЕМКИ УГОЛЬНОГО ПЛАСТА С ЛИНИЯМИ ОРИЕНТИРОВАНИЯ ДИАГОНАЛЬНО

К ПРОСТИРАНИЮ ПЛАСТА

Предлагается методика определения границ влияния горной выработки на земную поверхность с учетом ориентировки линий контура выработки относительно простирания пласта.

Ключевые слова: контур выемки, границы влияния, граничне углы.

Согласно «Правил подработки…» [1, стр. 73], при решении вопросов подра-

ботки объектов и прогнозе деформации земной поверхности, фактический контур выработки заменяют равновеликим по площади прямоугольником со сторонами параллельными простиранию и падению пласта.

Однако нередко фактический контур выемки угольного пласта имеет линии большой протяженности ориентированные под значительным углом к простира-нию. Заменить их линиями параллельными простиранию или падению пласта не-возможно. Поэтому определение границ влияния на земную поверхность с учетом направлений линий контура выемки пласта является актуальной задачей.

Пусть необходимо определить границы влияния на земную поверхность вы-емки угольного пласта в контуре I-II-III-IV, представленном на рис. 1. Контур мо-жет быть создан отработкой одной или нескольких лав.

Рассмотрим контур выемки на участке линии III-IV. Для установления ана-литических зависимостей условно будем считать, что контур выемки на рассмат-риваемой линии создан отработкой пласта короткими лавами по простиранию. По мере сокращения длины лав линия влияния CD в пределе становится прямой, по-ложение которой может определяться с использованием граничного угла δ0 (рис. 2). Но контур выемки на участке III-IV условно может быть создан также от-работкой короткими лавами по падению и тогда положение линии влияния CD на земную поверхность может определяться граничным углом β0. При этом она не бу-дет совпадать с линией CD, полученной по углу δ0. Следовательно необходимо установить аналитическую связь между линией III-IV контура выемки пласта с по-ложением линии CD влияния на земную поверхность с учетом совместного влия-ния граничных углов β0 и δ0.

Задача сводится к определению в любой точке А отрезка АЕ в нормальном к контуру выемки сечении (рис. 2). Для начала определим часть отрезка, обуслов-ленную прогрессом сдвижения в коренных породах.

Продлим линию контура выемки до пересечения с границей выхода корен-ных пород под наносы в точке О. Поскольку в т. О глубина в коренных породах равна нулю, то в ней пересекается также продолжение линии влияния, обуслов-ленная процессом сдвижения в коренных породах.

© Колеснік Н.А., Козловський Г.Г., Мухіна А.С., 2014

83


Рис. 1. К расчету и построению границы влияния на земную поверхность выемки угольного пласта в контуре I-II-III-IV (высотная отметка земной поверхности Zп = +170 м, мощность

наносов h = 20 м)

Произведем расчет отрезка АЕк с использованием граничного угла δ0 (при условной отработке короткими лавами по простиранию). Из рис. 2:

sin' tgtg AO

sin

к

tg

HAO A ;

0tg

HAC

кA ;

0tg

HFC

кA

0

cos

tg

HAF

кA

AFAO

FC

AO

AE

; AFAO

FCAOAE

cossin

sin

0

к

0

tgtg

HAE

кA (1)

где к

0AE – часть отрезка АЕ, обусловленная процессом сдвижения в коренных

породах, определяемая с использованием граничного угла δ0; кAH – глубина пласта в точке А в коренных породах;

ε – острый угол между линией контура выемки и простиранием пласта; δ0 – граничный угол со стороны простирания [1, стр. 10]; α – угол падения пласта.

84


Рис. 2. К расчету положения границы влияния на земную поверхность выемки угольного плас-

та, при расположении границы выемки под углом ε к простиранию пласта. IV-III – граница выемки угольного пласта;

DC – граница влияния на земную поверхность.

Произведем также расчет отрезка АЕ с использованием граничного угла β0

(при условной отработке короткими лавами по падению). Из рис. 2:

0tg

HAD

кA

0

sin

tg

HAG

кA ;

0

cos

tg

HGD

кA

AGAO

GD

AO

AE

20

к

sin

cos0

tgtg

HAE

кA (2)

Итак получены две формулы для определения части отрезка АЕ (длины пер-

пендикуляра в т. А), обусловленной процессом сдвижения в коренных породах. За окончательное следует принять среднее взвешенное значение с учетом следую-щего:

а) по мере приближения угла ε к нулю, влияние угла δ0 снижается и при ε = 0 влияние формулы (1) равно нулю;

85


б) по мере приближения угла ε к 90º влияние формулы (2) снижается и при ε = 90º влияние её равно 0;

в) при ε = 45º влияние формул (1) и (2) равнозначно. Анализируя формулы (1), (2), для соблюдения, приведенных выше условий,

за вес формулы (1) принимаем sinε, а за вес формулы (2) cosε. Тогда среднее взве-шенное значение части отрезка АЕ, обусловленной процессом сдвижения в корен-ных породах равно:

cossincossin

sin

cossinsin

cos

0

2

20

2кк

ср tgtgtgtgHAE A (3)

Тогда полное значение отрезка AEd п (в любой точке) обусловленное про-

цессом сдвижения в коренных породах и наносах, определяется из выражения:

0

0

2

20

2

п cossincossin

sin

cossinsin

cos

tg

h

tgtgtgtghHd

4)

где пd – расстояние по нормали (длина перпендикуляра) от контура выемки уголь-ного пласта до границы влияния на земную поверхность со стороны падения плас-та, в рассматриваемой точке;

H, h – глубина пласта и мощность наносов в той же точке; ε – острый угол между линией выемки пласта и простиранием пласта; α – угол падения пласта; β0, δ0, φ0 – граничные углы [1, стр. 10]. Формула (4) громоздка в написании, но элементарно проста в вычислениях.

Она используется для определения границ влияния со стороны падения пласта (для линий I-IV и IV-III на рис. 1).

Аналогично, установлена аналитическая связь между границей влияния на земную поверхность и контуром выемки пласта со стороны восстания (примените-

льно к рис. 1 для линий I-II и III-IV). Расстояние вd по нормали (длина перпенди-куляра) от контура выемки пласта до границы влияния на земную поверхность со стороны восстания определяется из выражения:

0

0

2

20

2

в cossincossin

sin

cossinsin

cos

tg

h

tgtgtgtghHd

(5)

В заключение, с использованием формул (4), (5), построена граница влияния на

земную поверхность выемки угольного пласта в контуре I-II-III-IV (рис. 1). Длины пер-пендикуляров проставлены непосредственно на рисунке. Кроме того, на рис. 3 предста-влено (на примере линии IV-III) влияние ориентировки контура выемки (относительно простирания пласта) на положение границы влияния на земную поверхность.

86


Рис. 3. Границы влияния на земную поверхность на отрезке IV-III контура выемки угольного пласта I-II-III-IV, при различной ориентировке его относительно простирания пласта (высотная отметка земной поверхности Zп = +170 м, мощность наносов h = 20 м, высотная отметка пласта

в точке IV ZIV = -200 м, угол падения пласта α = 20º). CD – граница влияния на земную поверхность с указанием расстояний до контура выемки

пласта.


1. Правила підробки будівель, споруд і природних об’єктів при видобуванні вугілля підземним способом: ГСТУ 101.00159226.001 – 2003: Введ. 01.01.2004. – К, 2004. – 128 с.

2. Борщ-Компониец В.И., Батугина И.М. Варлашкин В.М. и др. Сдвижение горных пород и зем-ной поверхности при подземных разработках; под общей ред. В.А. Букринского и Г.В. Орлова. – М.: Недра, 1984. – 247 с.

3. Маркшейдерское дело: Учебник для вузов / Д.Н. Оглоблин, Г.И. Герасименко, А.Г. Акимов [и др.]. – 3-е изд., перераб. и доп. - М.: Недра, 1981. – 704с.


Н.А. Колеснік, Г.Г. Козловський, А.С. Мухіна

ГРАНИЦІ ВПЛИВУ НА ЗЕМНУ ПОВЕРХНЮ ПРИ ГРАНИЦІ ВИЇМКИ ВУГІЛЬНОГО ПЛАСТУ З ЛІНІЯМИ ОРІЄНТУВАННЯ ДІАГОНАЛЬНО ДО ПРОСТЯГАННЯ ПЛАСТУ

Пропонується методика визначення границь впливу гірничої виробки на земну поверхню з урахуванням орієнтування ліній контуру виробки відносно простягання пласта.

Ключові слова: контур виїмки, границі впливу, граничні кути.

N.A. Kolesnik, G.G. Kozlovskij, A.S. Muhina

BORDER IMPACT ON THE EARTH SURFACE AT RECESS CONTOUR COALBED ALONG WITH ORI-ENTATION STRETCH DIAGONALLY TO THE LAYER

The technique of determining the boundaries of influence of excavation on the earth's surface, taking into ac-count the orientation of the contour lines generate relatively strike formation.

Keywords: contour recess boundaries of influence, the boundary corners.

87


УДК 622.831.27

О.Г. ХУДОЛЕЙ (канд. техн. наук, ст. науч. сотр.) А.В. МОЛОДЕЦКИЙ (канд. техн. наук, науч. сотр.) Институт физики горных процессов НАН Украины, г.Донецк И.Г. САХНО (канд. техн. наук, доц.) Донецкий национальный технический университет, г.Донецк

ОЦЕНКА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПРИЗАБОЙНОЙ ЧАСТИ УГОЛЬНОГО ПЛАСТА МЕТОДОМ ЧИСЛЕННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ

В работе приведены результаты оценки напряженно-деформированного состояния призабойной

части угольного пласта методом численного моделирования. Сделаны выводы о влиянии основных гор-но-геологических и горнотехнических факторов на параметры зоны опорного давления впереди движу-щегося очистного забоя.

Ключевые слова: угольный пласт, очистной забой, опорное давление, зона разгрузки, напряже-ния, деформации, численное моделирование.

Понимание механизма формирования и развития напряжений и деформаций

в пласте и вмещающих породах, впереди движущихся горных выработок, является одним из ключевых вопросов физики горных процессов. Основные параметры этих процессов применяются при решении многих вопросов горного производства: охраны и поддержания горных выработок, управления горным давлением в очист-ных забоях, выбора крепи и расчета её параметров, определении параметров про-тивовыбросных мероприятий и т.д. Процесс перераспределения напряжений в за-висимости от изменения внешних условий отработки, прочностных характеристик вмещающих пород, а также газодинамических характеристик самого угольного пласта, в том числе определяет и потенциальную выбросоопасность угольного пласта в процессе очистной выемки.

Анализ расчетных и экспериментальных данных показывает, что концентра-ция напряжений в призабойной части пласта инициирует образование зон преде-льного состояния пород, где проявляются упругие и пластические деформации в условиях неравнокомпонентного объемно-напряженного состояния [1-4]. В этой части пласта упругие характеристики вмещающих пород на порядок и более пре-восходят запредельные характеристики угольного пласта, что обусловливает фор-мирование зоны неупругих деформаций в краевой части пласта [4] (рис.1).

Существующие на сегодняшний день методы оценки напряженно-деформированного состояния (НДС) призабойной части пласта представляют со-бой набор похожих методик расчета суммарных действующих напряжений и отде-льных видов деформаций. В большинстве случаев применяется эмпирический под-ход либо стандартные расчетные схемы. Применение стандартных подходов дают такие расчетные значения, которые не всегда коррелируются с фактически наблю-даемыми значениями в натурных условиях. Объясняется это, прежде всего, пере-носом основных положений теории сплошных сред и классических определений потери устойчивости упругих систем на решение отмеченной задачи.

При определении и аппроксимации кривой опорного давления (рис.1), как правило, за основу принимается уравнение баланса нагрузки [5-8 и д.р.].

Для определения сдвижений и деформаций в зоне опорного давления при-нимают условно граничные углы сдвижений, которые имеют фиксированные зна-чения для разных угольных бассейнов и различных марок угля [5,6,9]. Естествен-но, что для решения конкретных практических задач данный определяющий пара-

© Худолєй О.Г., Молодецький А.В., Сахно І.Г., 2014 88


метр невозможно определить достаточно достоверно. Также, в расчетах используе-тся условно-мгновенная (кубиковая) прочность угля до проведения выработок, оперативно определить которую не представляется возможным.

Рис.1. Распределение напряжений в краевой части пласта: 1 – глубина отжима;

2 – зона разгрузки; 3 – зона разрушения угля (предельное состояние); 4 – зона опорного давления.

Существующие методики определения параметров характерных зон в крае-

вой части пласта не учитывают всего комплекса влияющих факторов: – в большинстве методик не принимаются к расчету все слои пород, слага-ющие основную и непосредственную кровлю пласта;

– не учитываются мощность и прочностные свойства вмещающих пород; – расчет напряжений в слоистом массиве вмещающих пород сводится к рас-чету однородного массива;

– в расчетах отсутствует учет всех факторов влияющих на изменение проч-ностных свойств угольного пласта и т.д.;

В руководящем нормативном документе [10] глубину зоны опорного давле-ния рекомендуется определять путем инструментальных замеров в натурных усло-виях, а при невозможности их осуществления в качестве оценочной величины пре-длагается использовать результаты лабораторных замеров на моделях из эквивале-нтных материалов. Для упрощения нахождения глубины зоны опорного давления в нормативных документах [10,11,12] приводится соответствующая номограмма, где определяющими факторами являются только глубина разработки и мощность пла-ста. Причем, значение глубины зоны опорного давления (рис.1) определенной по разным нормативным документам [10,12] имеет расхождение от 8 до 50%.

На сегодняшний день не существует инструментальных способов определе-ния параметров зоны опорного давления, получивших широкое распространение в исследовательской и производственной практике. Некоторые параметры (зону раз-грузки) можно определить по показаниям динамики начальной скорости газовыде-ления [11].

89


Целью данной работы является оценка НДС призабойной части угольного пласта и установление зависимости параметров зоны опорного давления от горно-геологических факторов.

Оценка напряжений в краевой части пласта в процессе его выемки проводи-лась путем анализа НДС вмещающего углепородного массива. Расчет НДС масси-ва проводился методом численного моделирования с использованием метода коне-чных элементов (МКЭ), реализованного в программном комплексе Ansys Inc. Су-щность МКЭ состоит в аппроксимации исследуемого объекта некоторой моделью, которая представляет собой совокупность элементов с конечным числом степеней свободы. Данные элементы взаимосвязаны только в узловых точках, куда прикла-дываются фиктивные силы, эквивалентные поверхностным напряжениям, распре-деленным по границам элементов. Параметры приведенной идеализированной сис-темы определяются исходя из соответствующих вариационных решений. Анализ поставленной задачи позволяет сделать вывод о ее явной симметричности. Поэтому, имел смысл моделировать участок углепородного массива условно еди-ничной длины, вмещающий вдоль забоя одну секцию крепи. Численное моделиро-вание проводилось в объемной постановке задачи. Секция крепи моделировалась упрощенно с помощью объемного элемента, создающего давление на кровлю 0,5МПа по поддерживающей его части. Модель разбивалась на конечные элементы в виде кубов и параллелепипедов (рис. 2).

Рис. 2. Общий вид конечно-элементной модели

Задача оценки НДС в призабойной части пласта решалась в упругой линей-

ной постановке с использованием критерия Кулона Мора, породы и уголь условно приняты сплошными без дефектов и плоскостей ослабления. В качестве исходных данных для моделирования задавали модуль упругости, коэффициент Пуассона, объемный вес пород, коэффициент сцепления и угол внутреннего трения, которые были взяты для условий Донецко-Макеевского района из кадастра [13]. Основные горно-геологические и горнотехнические данные в модели были заложены из условий отработки пласта m3 – «Макеевский», отрабатываемого в условиях шахты «Щегловская - Глубокая» ПАО ш/у «Донбасс».

Пласт m3 – «Макеевский» имеет общую мощность 1,45 – 1,55м, полезную 1,44 – 1,49м, вынимаемую 1,45 – 1,55м. Пласт сложного строения с пропластком песчаника в верхней части пласта мощностью 0,05 – 0,09м, светло-серый, мелко зернистый с включе-нием сернистого колчедана, со средним значением крепости Gсж = 4,52 кгс/см2. Уголь пла-ста средней крепости, среднее значение Gсж = 157 кгс/см2, хрупкий, контакт с боко-выми породами четкий, слабо спаян, волновой. Объемная масса угля по данным ГКЗ – 1,32. Пластово - промышленная зольность составляет: А = 14,0 – 14,5 %, се-

90


ра Sdt = 3,4 – 3,7 %, влажность Wr

t =1,9 – 2,2 %, выход летучих Vdaf =29,2 – 34,4 %. Ложная кровля мощностью 0,1 – 0,5м представлена глинистым сланцем с нару-шенной текстурой или перепластованого прожилками угля. Непосредственная кро-вля - глинистый сланец мощностью 3,5 - 4,0м. По устойчивости породы непосредс-твенной кровли принадлежат к категории Б3. В зоне опорного давления, геологи-ческих нарушений относится к категории Б2. Общая мощность толщи глинистого сланца 8,8 - 14,0 м. Основная кровля представлена пластом глинистого сланца мо-щностью 8,0 м и вышележщей толщей песчаного сланца мощностью 19,0 м. Поро-ды основной кровли по обрушаемости относятся к категории А2.

Непосредственная почва – песчаный сланец мощностью 0,6 - 0,8м, среднее значение Gсж – 216 кгс/см2. Категория устойчивости почвы П2 - средней устойчи-вости. Коэффициент крепости 2 - 3. Основная почва - песчаный сланец мощностью 28,0 м. Песчаный сланец плотный, тонкозернистый, слюдяной, однородный. Коэф-фициент крепости 6. Категория устойчивости П3 - устойчивый.

На первом этапе численного моделирования, при прочих равных условиях, мощность пласта варьировалась от 0,7 до 2,6м.

На втором этапе, при фиксированной мощности пласта (аналогичной натур-ным условиям отработки) напряжения в массиве изменялись от 5 до 60 МПа, что соответствовало глубинам залегания пласта от 200 до 2400 м.

Результаты моделирования при напряжениях в массиве 5, 15, 30 и 50 МПа представлены на рисунке 3, где приведены характерные зоны распределения на-пряжений, рассчитанные по первой теории прочности (S1).

На рисунках при распределении напряжений в углепородном массиве по первой теории прочности напряжения со знаком плюс - растягивающие, со знаком минус – сжимающие.

Рис.3. Характерные зоны распределения напряжений при напряжениях в массиве:

а – 5 МПа; б – 15 МПа; в – 30 МПА; г – 50 МПа.

91


На рисунке 4 представлен график распределения сжимающих напряжений по кро-вле пласта вглубь массива от груди забоя для реальных условий отработки пласта m3 – «Макеевский».

Рис.4. График распределения напряжений по кровле пласта

Для проверки адекватности модели и корректности выполненного модели-рования был проведен расчет основных параметров зоны опорного давления по из-вестной методике ВНИМИ [14]. Расстояние до точки максимума опорного давле-ния (точка А рис.1) по результатам моделирования составило 3,21 м, и по резуль-татам расчетов 3,22 м; напряжения в точке максимума опорного давления имели разницу в 6%.

В соответствии с решением Центральной комиссии по вопросам вентиляции, дегазации, и борьбы с ГДЯ в шахтах угольной промышленности Украины от 25.08.2009 г. на шахте «Щегловская - Глубокая» по пласту m3 – «Макеевский» вы-полнялись горно – экспериментальные работы «Промышленные испытания нового способа контроля безопасной глубины выемки выбросоопасных пластов». Одной из задач этих работ было определение глубины зоны разгрузки в призабойной час-ти пласта. Зона разгрузки определялась при помощи нормативного способа – газо-динамики [11], и с помощью регистратора цифрового шахтного (РЦШ 1.00.000) по значениям энергии акустического сигнала [15]. Зафиксированная глубина зоны ра-згрузки для условий отработки пласта m3 в конкретных горно-геологических усло-виях в среднем составила 2,7-2,6 м, при определении по газодинамике и энергии акустического сигнала соответственно [16].

Результаты проведенных на шахте «Щегловская - Глубокая» горно – экспе-риментальных работ с достаточной точностью коррелируются с результатами вы-полненного численного моделирования, что свидетельствует об адекватности выб-ранной модели и достоверности полученных результатов моделирования.

Анализ полученных в результате численного моделирования результатов по-зволяет сделать следующие выводы.

1. При прочих равных условиях глубина залегания отрабатываемого пласта существенным образом не влияет на расстояние до точки максимума опо-

92


рного давления А, хотя и влияет на общую протяженность зоны опорного давления (зона 4 рис.1).

2. На расстояние до точки максимума опорного давления в большей мере влияют: мощность пласта и его физико-механические свойства, прочност-ные характеристики вмещающих пород, размер выработанного простран-ства (отход лавы).

3. С увеличение глубины залегания в пределах зоны разрушенного угля (зо-на3, рис.1) имеет рост глубины отжима и зоны разгрузки (1,2 рис.1).

4. Напряжения в точке максимума опорного давления (и соответственно на восходящих и нисходящих ветвях эпюры) увеличиваются прямо пропор-ционально с глубиной залегания.

5. Для проведения более углубленной оценки НДС призабойной части пласта необходимо физико-механические свойства углепородного массива в модели задавать дискретно, в соответствии с параметрами характерных зон.

Результаты проведенного численного моделирования оценки НДС приза-

бойной части пласта могут быть использованы при принятии технологических ре-шений при отработке конкретного шахтопласта. Для снижения вредного влияния опорного давления, обеспечения безопасной и эффективной отработки угольных пластов, и в особенности выбросоопасных и угрожаемых, необходим постоянный и достоверный мониторинг основных параметров зоны опорного давления по мере подвигания фронта очистных работ.


1. Баренблатт Г.И. Об обрушении кровли при горных выработках / Г.И.Баренблатт, С.А.Христианович // Изв. АН СССР. Отд-ние техн. Наук. – 1955. – №11. – С. 73 – 86.

2. Хапилова Н.С. Теория внезапного отжима угольного пласта / Н.С.Хапилова. – К. : Наукова думка, 1992. – 232 с.

3. Алексеев А.Д. Прогнозирование неустойчивости системы уголь-газ / Алексеев А.Д., Г.П.Стариков, В.Н.Чистоклетов. – Донецк: Изд-во «Ноулидж» (Донецкое отделение), 2010. – 343 с.

4. Петухов И.М., Линьков А.М. Механика горных ударов и выбросов / И.М.Петухов, А.М.Линьков. – М.: Недра, 1983. – 280 с.

5. Петухов И.М. Теория защитных пластов / И.М.Петухов, А.М.Линьков, В.С.Сидоров, И.А.Фельдман. – М., Недра", 1976. - 224 с.

6. Расчет и экспериментальная оценка напряжений в целиках и краевых частях пласта угля (ме-тодические указания) / Ленинград, 1973, МУП СССР, 129 с.

7. Методическое руководство по расчету геомеханических параметров технологии отработки угольных пластов короткими забоями. Санкт – Петербург – 2001.

8. Параметры опорного даления в краевой зоне угольного пласта одиночного забоя при полной подработке легко- и среднеобрушаемых кровель / Ануфриев В.Е., Самолетов Ю.Ю., Пинаев В.А. // Вестн. Кузбасского гос. тех. унив., 2006, № 1. С. 3-7.

9. Указания по рациональному расположению, охране и поддержанию горных выработок на угольных шахтах СССР. – Изд. 4-е, дополненное. Л., 1986. – 222 с.

10. Управление кровлей и крепление в очистных забоях на угольных пластах с углом падения до 35°. Руководство КД 12.01.01.503-2001 / [У.Д.Дубов, В.И.Ефремов, А.М.Ковтун и др.] – ДонУ-ГИ, 2002. – 141 с.

11. СОУ 10.1.00174088.011 – 2005 Правила ведення гірничих робіт на пластах, схильних до газо-динамічних явищ // Стандарт Мінвуглепрому України. - Макіївка: МакНДІ, 2006. – 225 с.

12. Предупреждение газодинамических явлений в угольных шахтах: Сборник документов / А.И.Субботин [и др.]. – М: Государственное предприятие НТЦ по безопасности в промышлен-ности Госпртехнадзора России, 2000. – 320 с.

13. Справочник (кадастр) физических свойств горных пород / Под ред. Н. В. Мельникова, В. В. Ржевского, М. М. Протодьяконова. М.:Недра, 1975. 279 с.

93


14. Расчет и экспериментальная оценка напряжений в целиках и краевых частях пласта угля (ме-тодические указания) / Ленинград, 1973, МУП СССР, ВНИМИ, 129 с.

15. Руководство по применению на шахтах Донбасса способа определения величины зоны раз-грузки призабойной части выбросоопасного угольного пласта // Бобров А.И., Агафонов А.В., Колчин Г.И. и др. – Макеевка. - 1994 г.

16. Промышленные испытания нового способа контроля безопасной глубины выемки выбросо-опасных пластов [Текст]: отчет о НИР (закл.) / Донецкий национальный технический универ-ситет; рук. О.Г.Худолей; исп.: В.И.Николин. – Д., 2010. – 52 с. – инв. № 0109U006781.


О.Г. Худолєй, А.В. Молодецький, І.Г. Сахно

ОЦІНКА НАПРУЖЕНО-ДЕФОРМОВАНОГО СТАНУ ПРИВИБІЙНОЇ ЧАСТИНИ ВУГІЛЬНОГО ПЛАСТА МЕТОДОМ ЧИСЕЛЬНОГО МОДЕЛЮВАННЯ

У роботі приведені результати оцінки напружено-деформованого стану привибійної частини вугільного пласта методом чисельного моделювання. Зроблені висновки про вплив основних гірничо-геологічних і гірничотехнічних чинниках на параметри зони опорного тиску попереду очисного вибою, що рухається.

Ключові слова: вугільний пласт, очисний вибій, опорний тиск, зона розвантаження, напруги, деформації, чисельне моделювання.

O.G. Khudoliei, A.V. Molodetskyy, I.G. Sahno

ESTIMATION OF THE TENSELY-DEFORMED STATE OF THE LAST PART COAL BED BY METHOD OF NUMERAL DESIGN

Results over of estimation of the tensely-deformed state of the last part of coal bed are in-process brought by the method of numeral design. Conclusions about the impact of the main geological and mining factors on the pa-rameters of the reference pressure zone moving ahead stope.

Keywords: coal bed, cleansing coalface, supporting pressure, zone of unloading, tension, deformation, numeral design.

94


УДК 622.831:537.86

В.В. ЗАВРАЖИН (канд. техн. наук, с.н.с. ИФГП НАН Украины)

ВЛИЯНИЕ ВЛАЖНОСТИ УГЛЯ НА ПАРАМЕТРЫ МАССОПРЕНОСА МЕТАНА

ПРИ ДЕСОРБЦИИ В ЗАМКНУТЫЙ ОБЪЕМ

В результате выполненной работы проведена оценка влияния влажности угля на кинетику изме-нения давления метана в замкнутом объеме и на изменения значения эффективного коэффициента мас-сопереноса.

Ключевые слова: уголь, влажность, метан, десорбция, коэффициент массопереноса.

Исследования сорбционных характеристик ископаемых углей, в совокупнос-ти с информацией о диффузионных и фильтрационных процессах в них, в конеч-ном счете, позволяет обосновывать физические модели газодинамической актив-ности угольных пластов.

Ввиду важности исследования сорбционных свойств, особое значение прио-бретает вопрос о точности определения параметров массопереноса в исследуемых образцах, путем достоверной интерпретации полученных результатов.

При проведении испытаний способа оценки количества и давления метана в месте отбора проб по пласту h’

6 «Смоляниновский» шахты им. А.А. Скочин- ского [1] определяли содержание естественной влажности по мере подвигания за-боя. Естественная влажность пласта изменяется в пределах от 0,9 до 1,9%. Поэто-му целью настоящих исследований является установление закономерности влия-ния влажности на параметры массопереноса метана из угля.

Для достижения поставленной цели решались следующие задачи: 1. Исследование влияние влагонасыщенности угля на кинетические параме-

тры массопереноса метана 2. Исследование влияния влагонасыщености угля на критерий оценки газо-

динамической активности угольных пластов Для проведения исследований использовался уголь, отобранный из выбро-

соопасного участка пласта h’6 «Смоляниновский» шахты им. А.А. Скочинского.

Для определения влияния влажности угля на кинетику выхода метана отби-рались пробы двух фракций 0,4-0,5 мм и 2,0-2,5 мм. Затем образцы высушивались при температуре 105 °С в течении 1 часа. Контроль эффективности высушивания проводился по спектрам ЯМР до полного исчезновения лоренцевой линии спектра поглощения [2]. Полученные образцы насыщались в эксикаторе до необходимой влажности. Насыщения их метаном проводилось при давлении 10 МПа в течении 10 суток.

Кинетика выхода метана из угля фиксировалась на термовесах (контрольный образец) и десорбометрах ДС-01 (с объемом кюветы Vк = 400 см3) и ДС-03 (с объ-емом кюветы Vк = 525 см3).

На рис. 1 представлены графики зависимости изменения давления метана при десорбции из угля от времени для фракции угля 2,0-2,5 мм, при влажности об-разца W = 0% и 1,81%.

© Завражин В.В., 2014

95


Рис. 1. Кинетика изменения давления метана при десорбции из угля фракции 2,0-2,5 мм при

разных значениях влажности: а) W = 0% и б) W = 1,81 %. Из представленных результатов видно, что при одинаковом давлении насы-

щения метаном (10 МПа) кинетика изменения давления в накопительных кюветах разного объема и разной влажности угля отличается в пределах 10-20%.

Кинетика газовыделения исследовалась из двух фракций угля при влажности W – 0, 0,68, 1,04, 1,34, 1,81 %.

Для определения эффективного коэффициента массопереноса метана (Dэф) использовались две фракции угля размерами 0,4-0,5 мм и 2,0-2,5 мм. Расчет коэф-фициента производится по формуле:

96


max1

1

max2

2

max1

122

max2

221

1

1

ln6

1ln*1ln*

P

PP

P

t

P

PR

P

PR

D

T

T

TT

эф

где R1, R2 – размер фракций угля, мм; Р1Т, Р2Т – текущее значение давления метана в кювете (для двух фракций); Р1max , Р2max – максимальное значение давления метана в кювете десорбометра. t – время десорбции, с.

Расчет проводился для двух кювет объемом 400 и 525 см3. На рис. 2 и 3 представлены кривые изменения коэффициента массопереноса

метана во времени десорбции при разных значениях влажности.

Рис. 2. Изменение коэффициента массопереноса метана от времени при разных значениях

влажности образца (ДС-01)

Исходя из блоковой структуры угля, кинетику десорбции метана из каменных углей нельзя объяснить наличием только одного механизма выхода метана [3, 4]. Она является следствием суперпозиции двух механизмов: газ путем диффузии из закрытых пор поступает в, частично уже свободные, открытые поры и трещины, в которых он, двигаясь далее к поверхности угля испытывает эффект фильтрации. Поскольку при вязком течении коэффициент фильтрации уменьшается в ходе де-сорбции, то существует момент времени, когда устанавливается баланс диффузи-онного и фильтрационного потоков. Таким образом, весь процесс десорбции мож-но условно разделить на две основные фазы: первая – это фаза процессов, предше-ствующая установлению баланса потоков, вторая – завершающая фаза, когда исто-чником выделяемого углем газа есть только его диффузия. Очевидно, что кинетика выхода газа в этих фазах должна быть различной.

97


0

0,01

0,02

0,03

0,04

0 60 120 180 240 300t,мин

D *10-6

м2/с

сух

0 ,6 8

1 ,0 4

1 ,4

1 ,8

Рис. 3. Изменение коэффициента массопереноса метана от времени при разных значениях влажности образца (ДС-03)

Зависимость Dэф=f(t) аппроксимируют двумя экспонентами ответственными

за фильтрационную и диффузионную составляющие.

Dэф (t)= Df + Dd

Критерием определения газодинамической активности участка угольного

пласта может выступать отношение фильтрационной и диффузионной состав-ляющей

d

f

D

DB

При значениях В ≤ 5 участок угольного пласта выбросоопасный, при В > 5 – невыбросоопасный [6].

По результатам разложения экспериментальных зависимостей кинетики эф-фективного коэффициента массопереноса метана из углей [5] установлено, что время отсчета фильтрационной и диффузионной составляющих должно составлять t≤400 с и t≥1000 с.

Потенциальная метаноемкость, а также фильтрационная и диффузионная со-ставляющие выхода метана из угля и виде интегральных значений для разной вла-жности приведены в таблице 1.

98


Таблица 1

W, % Q, м3/т

ДС-03

B

ДС-01

B Df, *10-8

м2/с Dd, *10-8

м2/с Df, *10-8

м2/с Dd, *10-8

м2/с

0 23,6 1,82 0,29 6,2 1,49 0,27 5,5

0,68 21,8 1,97 0,31 6,3 1,24 0,21 5,9

1,04 18,8 1,19 0,19 6,2 1,53 0,21 7,2

1,34 17,1 1,38 0,23 6,0 1,54 0,23 6,7

1,81 16,3 2,43 0,29 8,2 1,30 0,16 8,1

В результате анализа полученных результатов установлено: – с увеличение объема накопительной кюветы (400 и 524 см3) кинетика из-

менения давления метана в замкнутом объеме при десорбции из угля отличается в пределах 10-20%;

– при увеличении влажности угля до 2 % потенциальная метаноемкость уменьшается на 25-30 %, а количество выделившегося метана (за время проведе-ния эксперимента) увеличивается на 37-43 %.

– с увеличением влажности метанонасыщенных образцов угля критерий оценки газодинамической активности, по отношению фильтрационной и диффузи-онной составляющих процесса десорбции, увеличивается и характеризует состоя-ние как «неопасное».


1.Шажко Я.В. Экспресс-метод определения давления и количества метана в угольных пластах / Шажко Я.В. // Физико - технические проблемы горного производства. – Донецк: ИФГП НА-НУ, 2011. - №. 14.- С. 60-67.

2. Стариков Г.П. Расчет диффузионных параметров системы уголь-метан / Г.П. Стариков, В.В. Завражин, Т.А. Василенко, И.Н. Смоланов, А.Д. Меляков // Геотехническая механика. – Дне-пропетровськ: ІГТМ НАНУ, 2002.-Вып. 34.- с.136 – 141.

3. Алексеев А.Д. Кинетика и механизмы десорбции метана из угля / А.Д. Алексеев, В.А. Василь-ковский, Н.А. Калугина // Физико - технические проблемы горного производства. – Донецк: ИФГП НАНУ, 2005. - №. 8.- С. 59-71.

4. Алексеев А.Д. Фазовые состояния и кинетика десорбции метана из угля / А.Д. Алексеев, В.А. Васильковский, Н.А. Калугина // Геотехнічна механіка. – Дніпропетровськ:, 2006. - Вип. 67.- С. 32- 37.

5. Завражин В.В. Массоперенос метана из угля разной степени газодинамической активности. / Завражин В.В. // Горноспасательное дело. – Донецк: 2011.- Вып. 48.- С. 53-63.

6. Патент на винахід №104370 UA, МПК (2013.01) Е21 F5/00. Спосіб визначення ступеня вики-донебезпечності ділянки вугільного пласта. / Гріньов В.Г., Стариков Г.П., Завражин В.В., Ко-льчик И.Е., Шажко Я.В., Мамлеев Ш.В., Дегтяр С.Є., Прокоф’єва Л.М. - Власник Інститут фізики гірничих процесів НАН України. – Заявл. 25.03.2013. – Опубл. 27.01.2014. – Бюл. №2.


99


В.В. Завражин

ВПЛИВ ВОЛОГОСТІ ВУГІЛЛЯ НА ПАРАМЕТРИ МАССОПРЕНОСА МЕТАНУ ПРИ ДЕСОРБЦІЇ В ЗАМКНУТИЙ ОБ'ЄМ

В результаті виконаної роботи проведена оцінка впливу вологості вугілля на кінетику зміни тиску мета-ну в замкнутому об'ємі і на зміни значення ефективного коефіцієнта масопереносу.

Ключові слова: вугілля, вологість, метан, десорбція, коефіцієнт масопереносу.

V.V. Zavrazhin

INFLUENCE OF HUMIDITY ON THE PARAMETERS OF COAL METHANE MASS TRANSFER DURING DESORPTION IN A CONFINED SPACE

As a result of work performed evaluated the influence of humidity on the kinetics of coal methane pressure changes in a closed volume and changes in the effective mass transfer coefficient.

Keywords: coal, moisture, methane, desorption, mass transfer coefficient.

100


УДК 622.41:622.822

Ю.Ф. БУЛГАКОВ (д-р техн. наук, проф.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк А.Л. ИВАННИКОВ (канд. техн. наук, доц.) МГГУ, Россия

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ФИЛЬТРАЦИОННОГО

ПЕРЕНОСА МЕТАНА В ТРЁХМЕРНОМ АНИЗОТРОПНОМ ПРОСТРАНСТВЕ Осуществлён дифференцированный подход к процессам газопереноса в выработанном простран-

стве с учётом анизотропности окружающей среды. Уравнение фильтрации газов в векторной форме све-дено к системе уравнений в трёх взаимно перпендикулярных направлениях. Выполнено численное моде-лирование переноса смеси газов в трёхмерном угольно-породном массиве и выработанном пространстве.

Ключевые слова: метан, трёхмерное пространство, анизотропность, моделирование, численный метод.

Интегральный подход к описанию фильтрации каптируемого метана в выра-

ботанных пространствах и угольно-породном массиве отражает процессы переноса только в целом [1]. Однако необходим детальный дифференцированный подход к процессам, происходящим в окрестности дегазационных скважин с учётом анизот-ропности окружающей среды.

Для описания процессов фильтрации метана и дегазации газонасыщенных пространственно неоднородных сред воспользуемся уравнением переноса любой субстанции в векторной форме [2, 3]

gkk

gradP

)()( 0 , (1)

где Р – давление, Па; ρ – плотность смеси газов, кг/м3; ρ0 – плотность воздуха при нормальных условиях, кг/м3. ν – кинематическая вязкость газов, м2/с; k – коэффи-циент проницаемости пористой среды, м2; β – эмпирическая константа турбулент-ности фильтрационного потока; – вектор скорости движения газов, м/с; υ – мо-

дуль вектора скорости, м/с; g

- вектор ускорения свободного падения, м/с2. На рис. 1 представлены схематически проекции вектора ускорения в плос-

кости, перпендикулярной плоскости простирания пласта.

Рис. 1. Проекции вектора ускорения свободного падения на плоскость, перпендикулярную

плоскости простирания разрабатываемого пласта

© Булгаков Ю.Ф., Іванніков А.Л., 2014 101


Здесь α – угол наклона разрабатываемого пласта к горизонту, град; у – коор-дината, направленная по простиранию пласта; z – координата, направленная пер-пендикулярно простиранию пласта.

В проекциях на оси координат и в конечных разностях уравнение (1) примет вид

,cos)()(

;sin)()(

;)(

0

0

gwk

w

kz

P

gkky

P

uk

u

kx

P

(2)

где g – величина ускорения свободного падения, равная 9,81 м/с2.

Выразим проекции скорости движения газов через их расходы. Обозначим площади поперечных сечений потоков через

yxSzxSzyS zyx ;; . (3)

В результате система уравнений (2) с учётом (3) примет вид

.cos)()(

;sin)()(

;)(

02

000

02

000

2

000

gQkS

Q

kSz

P

gQkS

Q

kSy

P

QkS

Q

kSx

P

z

z

z

z

z

y

y

y

y

y

x

x

x

x

x

(4)

где Qх = ρu∆y∆z/ρ0 – расход смеси газов в направлении х, м3/с; Qу = ∆ρυ∆х∆z/ρ0 – расход смеси газов в направлении у, м3/с; Qz =ρw∆x∆y/ρ0 – расход смеси газов в направлении z, м3/с.

В свою очередь сумма расходов в узлах

0 iQ . (5)

Здесь под суммой подразумеваются входящие и исходящие из узла потоки. Обозначим приращения давлений через депрессии, а множители перед рас-

ходами смеси газов обозначим через аэродинамические сопротивления и получим

.cos)()(

;sin)()(

;)(

0

0

gQQRRh

gQQRRh

QQRRh

zzzzz

yyyyy

xxxxx

(6)

102


Таким образом, в любом i-том направлении выполняется второй закон Кирхгофа или, точнее, закон двучленного сопротивления [1]

ciiiiii hQQRRh )( , (7)

где kS

lR

i

ii

0 – ламинарная составляющая аэродинамического сопротивления,

Па·с/м3; kS

lR

i

ii 2

00

– турбулентная составляющая аэродинамического сопро-

тивления, Па·с2/м6; li – длина пути в i-том направлении, м; hci – источник тяги в i-том направлении, как подъёмная сила или принудительная сила, в правой части системы уравнений (6), Па.

Это открывает широкие возможности для изучения переноса газов как в трё-хмерном пространстве, так одновременно и в горных выработках и в дегазацион-ных трубопроводах.

Сделаем привязку разработанной математической модели к натурному объекту.

Рассмотрим конкретный пример фильтрации газа в трёхмерном угольно-породном массиве с одним сближенным пластом (рис.2).

Рис.2. Схема фильтрации трёхмерного угольно-породного массива при схеме 1-М-Н-вт Схему проветривания можно выбрать произвольную, то ли на выработанное

пространство, то ли на массив угля с подсвежением или без подсвежения струи во-здуха. Порядок отработки пласта может быть прямой или обратный. Так, путём ра-зворота исходящей струи воздуха в противоположную сторону превращаем возв-ратноточную схему проветривания на массив угля в прямоточную схему на выра-ботанное пространство.

Расположение сближенного пласта от разрабатываемого пласта выберем для примера на расстоянии z1 = 50 м при скорости подвигания забоя лавы Vз = 1 м/сут. Суммарное газовыделение из сближенного пласта пусть составляет qс = 6 м3/мин.

С учётом скорости подвигания забоя положение максимума газовыделения можно определить по формуле [1]

зт Vzх )82,09( 11 , (8)

103


где хт1 – расстояние от забоя до максимума газовыделения по простиранию пласта, м; Vз – скорость подвигания забоя, м/сут.

По формуле (8) расстояние до максимума газовыделения в соответствии с приведенными данными равно хт1 ≈ 50 м.

Зависимость интенсивности газовыделения от расстояния до забоя лавы представим в виде

)]/1,1exp()/[exp(11

)( 111

ттт

cс хххx

х

qxq , (9)

где qc – суммарное газовыделение из первого спутника, м3/мин.

Проинтегрируем функцию (9) по х и получим )]}./1,1exp(10)/exp(11[1{)( 11 mmcс xxxxqxq (10)

Выберем шаг по х равным ∆х = 25 м и вычислим по формуле (10) при

qс = 6 м3/мин и хт = 50 м значения средних дебитов метана, поступающего в узлы 1 – 10, удалённых от забоя лавы на расстояния с указанным шагом.

Чтобы не связываться со всей вентиляционной сетью, режим проветривания добычного участка определяется с помощью напорной характеристики. Напорная характеристика рассматриваемого участка представляет собой характеристику условного вентилятора, который, работая на данный участок, оказывает такое же действие, как и вентилятор главного проветривания (ВГП). С помощью напорной характеристики тем самым учитывается влияние исключаемой части вентиляцион-ной сети на выработанное пространство. Это обстоятельство имеет важное значе-ние для упрощения и так сложной задачи вентиляции и дегазации трёхмерных про-странств.

При расчётах принималось, что каждый блок имеет ширину 25 м и метан по-ступает в центр блока. Результаты расчётов по формуле (10) занесены в таблицу 1.

Таблица 1 – Результаты расчёта среднего дебита метана, поступающего

в соответствующие узлы, и параметров напорных линейных характеристик вентиляторов с постоянным дебитом метана

Номер узла 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

∆qсi, м3/мин 0,17 0,94 1,14 1,02 0,81 0,60 0,43 0,30 0,20 0,13 b, кПа·с/м3 105 105 05 105 105 105 105 105 105 105

h0, кПа 28,3 156,7 190 170 135 100 71,67 50 33,3 21,67

Здесь использован интегральный метод контрольного объёма, когда узел помещён в центр объема, а его грани находятся на половине расстояния между уз-лами, как показано на рис. 2.

Примерами такого подхода могут служить широко известные метод частиц в ячейках и метод жидкости в ячейках [3]. Полученные результаты численных рас-чётов такими методами являются как бы среднеинтегральными величинами в каж-дом блоке.

104


По падению пласта вдоль оси у считаем газовыделение равномерно распре-делённым и в зависимости от количества здесь узлов, например 10, все величины, входящие в таблицу 1, делим на количество узлов.

Найденные дебиты метана из сближенных пластов в каждом узле должны вводиться, как расходы, создаваемые вентилятором с жёсткой, почти вертикальной характеристикой, чтобы сеть не влияла на режим газовыделения. Поэтому аэроди-намическое сопротивление такого вентилятора выбирается как можно большим, например, b = 105 кПа·с/м3. Тогда критическая депрессия каждого условного вен-тилятора, создающего постоянный метановый напор, с учётом данных таблицы 1 будет равна

60/1050 ciqh . (11)

Результаты расчётов параметров напорных линейных характеристик венти-

ляторов, создающий постоянный метановый напор помещены в таблицу 1. Все узлы с источниками метана соединяются с узлом 1, в результате чего

метан будет поступать в узлы 2 – 11 из узла 1. Аналогично можно поступить с узлами 12 – 21, если здесь есть ещё один

сближенный пласт и источники метана, и проделать точно такие же вычисления, как и перед этим, создавая новую таблицу. Однако для упрощения расчётов все сближенные пласты условно можно свести в один пласт и определять газовыделе-ние из него по формуле (4).

Задав источники метана, введём линейную напорную характеристику венти-лятора, обеспечивающего проветривание добычного участка с расходом воздуха, например, Q = 10 м3/с. Основные потери давления на добычном участке будут в лаве шириной b = 4 м, длиною L = 120 м и мощностью разрабатываемого пласта т = 1 м. Формула для определения турбулентного аэродинамического сопротивле-ния [4]

3

П

S

LRт

, (12)

где α – коэффициент аэродинамического сопротивления, Па·с2/м4; П – периметр поперечного сечения лавы, м; L – длина лавы, м; S – площадь поперечного сечения лавы, м2.

Определим аэродинамическое сопротивление лавы. Коэффициент аэродина-мического сопротивления для лавы в среднем можно принять равным α = 30·10-3 Н·с2/м4 = Па·с2/м2 [4]. Периметр поперечного сечения лавы П = 2·(4+1) = 10 м. Площадь поперечного сечения лавы S = 4·1 м2. Подставляя эти значения в формулу (7), найдём Rm = 0,56 Па·с2/м6.

При выборе аэродинамического сопротивления выработанного пространства принято, что оно нарастает вглубь по экспоненциальному закону. В связи с этим для ламинарного режима течения смеси газов в угольно-породном массиве

),exp()(

);exp(0

axzRR

axRRR

z

yx

(13)

где R0 – аэродинамическое сопротивление пород в плоскости разрабатываемого пласта у забоя лавы (принято равным 5 Па·с/м3); R(z) - аэродинамическое сопро-

105


тивление пород по высоте перпендикулярно плоскости разрабатываемого пласта над забоем лавы (принято равным R(0) = R0; R(z1/2) = 10 R0; R(z1) = 100 R0).

Моделирование воздухораспределения в угольно-породном массиве и выра-ботанном пространстве, как блочной модели, выполнено при показателе скорости увеличения сопротивления выработанного пространства вглубь разрабатываемого пласта а = 0,01 1/м.

Моделирование выполнялось по методу межузловых депрессий (ММД) [5], алгоритм расчёта по которому изменён в соответствии с малыми расходами и бо-льшим числом источников газовыделения. Так, число ветвей, примыкающих к од-ному узлу, принято равным N = 50, а погрешность расчёта суммы расходов в узлах принята менее ∆Q < 0,001 м3/с вместо ∆Q < 0,01 м3/с. Это дало возможность дос-тичь высокой точности расчётов.

Результаты моделирования продольных утечек воздуха вглубь выработанно-го пространства на различных расстояниях по падению пласта приведены на рис. 3.

Рис. 3. Результаты численных расчётов распределения продольных утечек воздуха вглубь

выработанного пространства при возвратноточной схеме проветривания на массив угля (сверху вниз при у = 0, 30, 60, 90 и 120 м)

Рис. 4. Результаты численных расчётов распределения поперечных утечек воздуха по падению

пласта на различных расстояниях от забоя лавы (вблизи лавы – жирная линия, в 25 м от забоя – тонкая линия и в 50 м от забоя – штриховая линия) при возвратноточной схеме

проветривания на массив угля (1-М-Н-вт)

106


На рис. 4 приведены результаты численных расчётов распределения попере-чных утечек воздуха по падению пласта.

Как показали результаты расчёта, напор метана, выделяющегося из сбли-женного пласта, практически не оказывает влияния на распределение утечек воз-духа в выработанном пространстве. Зато неравномерность его выделения из сбли-женного пласта оказывает влияние на дальнейшую его фильтрацию через пород-ные толщи. Так, как показано на рис. 5, наблюдается смещение дебита метана в сторону забоя, поскольку в зоне максимального газовыделения метановый напор больше.

Рис.5. Направление движения метана под сближенным пластом (кривая 1) и непосредственно

над выработанным пространством (кривая 2) по его простиранию Как видно, на расстоянии до 100 м наблюдается течение метана в сторону

забоя, а при 90 – 110 м от забоя. На рис. 6 показано, как распределяется дебит ме-тана, направляясь к выработанному пространству сверху вниз.

Рис.6. Распределение дебита метана вглубь выработанного пространства при его движении

сверху вниз (жирная линия – на выходе из сближенного пласта, тонкая линия – в средней части толщи пород и штриховая линия – у плоскости разрабатываемого пласта

Как видно, чем дальше находится сближенный пласт, тем равномернее его

поступление в выработанное пространство на расстоянии от забоя до максимума газовыделения, за которым наблюдается снижение дебита метана с увеличением расстояния до забоя лавы.

107


Таким образом, численное моделирование переноса смеси газов в трёхмер-ном угольно-породном массиве и выработанном пространстве даёт полную карти-ну происходящих процессов по всем направлениям.


1. Пучков Л.А., Каледина Н.О. Динамика метана в выработанных пространствах. – М.: Издатель-ство Московского государственного горного университета, 1995. – 313 с.

2. Лойцянский Механика жидкостей и газов. – М.: Наука, 1973. – 848 с. 3. Роуч П. Вычислительная гидродинамика. – М.: Мир, 1980. – 616 с. 4. Ушаков К.З., Бурчаков А.С., Пучков Л.А., Медведев И.И. Аэрология горных предприятий.:

Учебник для вузов. – М.: Недра, 1987. – 421 с. 5. Шкундин С.З., Иванников А.Л., Зинченко И.Н. Расчёт вентиляционных сетей угольных шахт

методом межузловых депрессий. – Уголь, 2009, №1. – С. 35 – 37.


108


УДК 622.23:539.194

Ш.В. МАМЛЕЕВ ОП «Шахта «Шахтерская-Глубокая» ГП «Шахтерскантрацит» Д.В. МЕЛЬНИКОВ (мл. науч. сотр.) С.Е. ДЕГТЯРЬ (мл. науч. сотр.) Институт физики горных процессов НАН Украины, г. Донецк

ГЕОФИЛЬТРАЦИОННОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ РАЗВЕДОЧНЫХ

СКВАЖИН ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПОКАЗАТЕЛЕЙ МАССОПЕРЕНОСА МЕТАНА В ПРИЗАБОЙНОЙ ЗОНЕ УГОЛЬНЫХ ПЛАСТОВ

В работе на основе учета геомеханических распределений напряжений и изменений давления

метана в призабойной зоне угольных пластов экспериментально обоснованы оптимальные параметры разведочных скважин для достоверной оценки параметров массопереноса метана в угле.

Ключевые слова: массоперенос метана, кинетика газовыделения, глубина зоны отжима, опор-ное давление, разведочные скважины.

Практика ведения очистных работ на газоносных угольных пластах свидете-

льствует о недостаточной надежности учета газового фактора при расчете допус-тимой нагрузки выемочных участков. Следствием этих недостатков является рост частоты и размеров аварий. Так за период с 1991 по 2012 годы произошло 153 ава-рии, вызванные взрывами газа, а также вспышками и горением метана. К главным причинам этих аварий относят нарушение проветривания; скопление метана; по-вышенное газовыделение, а наиболее непредсказуемым фактором, вызывающим в среднем до 25 % аварий, является газовыделение из углей при нарушении их тер-модинамического равновесия с окружением. Учитывая, что основными источни-ками поступления метана в призабойную часть выемочных участков являются об-наженный угольный массив, находящийся в условиях обобщенного растяжения, и уголь, разрушенный добычными механизмами и распределенный в пределах очис-тного забоя, высокую актуальность приобретают методы, основанные на прогно-зировании кинетики формирования опасных концентраций метана в атмосфере вы-работки в нормальных и аварийных режимах работы [1]. Базовой основой такого подхода является постоянный контроль параметров массопереноса метана в угле, включающих определение давление метана и фильтрационной составляющей коэ-ффициента эффективной диффузии с помощью шахтного измерителя ШИММ.

Поскольку измерение значений этих параметров связано с бурением разве-дочных скважин в призабойной части очистной выработки и отборе угольных проб с разных интервалов по длине скважины, то для получения достоверной информа-ции о распределении давления метана и коэффициента фильтрации в угольном ма-ссиве необходимо установить глубину скважин, интервал отбора проб и оптималь-ное количество скважин по длине очистного забоя. Таким образом, целью настоя-щей работы является геофильтрационное обоснование параметров разведочных скважин при определении показателей массопереноса метана в угле.

Сложности, возникающие при определении оптимальной глубины разведоч-ных скважин, связаны с особенностями перераспределения дополнительного поля напряжений как по падению, так и по простиранию пластов под влиянием горных работ. Установлено [2], что при проведении очистной выработки вышележащие породы и угольный массив, которые находились в условиях объемного напряжен-ного состояния: σ1 > σ2 = σ3, (1)

© Мамлєєв Ш.В., Мельников Д.В., Дегтярь С.Є., 2014 109


где σ1, σ2, σ3 – главные напряжения (σ1 = kγH, Hv

v

12 ), k – коэффициент кон-

центрации напряжений, γ – средневзвешенный вес горных пород, Н – глубина за-легания пласта, v – коэффициент Пуассона, теряют опору, что вносит в поле на-пряжений «возмущение» и нарушает равновесие, существовавшее в нетронутом массиве.

Стремясь к новому состоянию равновесия, прилегающие к выработке пласты и вмещающие породы, деформируются, в результате чего над и под выработкой образуются зоны пониженных напряжений (зоны разгрузки), а в глубине пласта – зоны повышенных напряжений (зоны опорного давления, рис. 1). При этом в слу-чае если напряжения превышают несущую способность угля, краевая часть уголь-ного пласта разрушается, и максимум концентрации напряжения перемещается вглубь. Однако разрушенный на кромке пласта уголь, будучи зажат между боко-выми породами, создает отпор, в результате чего уголь на некотором расстоянии и его несущая способность интенсивно возрастает. Поэтому после разрушения крае-вой части угольного пласта на некоторую глубину, определяемую глубиной от по-верхности, размерами и формой выработанного пространства, мощностью пласта и физико-механическими свойствами угля и вмещающих пород, достигается новое

состояние равновесия, которое имеет вид σ1 = kγH, Hv

12

), σ3 = 0. Фактичес-

ки происходит изменение вида напряженного и деформационного состояния, опре-деляющего механизм разрушения угля.

Рис. 1. Схема распределения горного давления в призабойной зоне угольных пластов

Область предельного равновесия (зона опорного давления) формирующаяся

в угольном целике, как правило, включает зону отжима. Под зоной отжима [3] следует понимать ту часть пласта у обнажения, где де-

формации происходят на горизонтальном участке запредельных диаграмм (М = 0). Фактически задача сводится к определению напряжений на зависимости σ1 = f(ε) в области разгрузки, которые приводят к разрушению угля. В практическом плане

110


это связано с применением одного из критериев прочности, адекватно учитываю-щим напряженно-деформированное состояния угольного массива. В общем случае плотность упругой энергии (А) в единичном элементе объема горного массива определяется выражением:

А = Аν + Аф, (2)

где Аν и Аф – плотность потенциальной энергии упругих деформаций изменений объема и формы соответственно. Выражению (2) в «силовой» форме соответствует выражение:

Т = Тш + Д, (3)

где Т – тензор напряжений, а Тш и Д его объемная и девиаторная составляющие соответственно.

Равновесному состоянию системы по ее механическим параметрам соответ-

ствует гидростатическое напряженное состояние. Его условия в энергетической форме А = Аν = соnst, в «силовой форме» Т = Тш, D = 0. Отклонение системы от равновесного состояния выражается в появлении не нулевых значений Аф и D.

Поскольку процесс разгрузки связан с переходом к новому равновесному состоянию, то упругая энергия Аν в условии равновесия не релаксирует и может сохраняться в системе сколь угодно долго. В случае разгрузки, т.е. при уменьше-нии внешнего давления σ1 на величину Δσ1 часть упругой энергии, содержащейся в массиве, переходит в энергию формоизменения Аф и в соответствии с энергетичес-кой теорией прочности [5], при условии превышения ее предельной величины ра-боты формирования Wф > Аф происходит разрушение угля. Таким образом, под зо-ной отжима следует понимать краевую часть пласта у обнажения, где энергия фор-моизменения превалирует над энергией изменения объема, и при условии Аф / Аν ≥ 2 однозначно формируется отжим угля.

Применительно к очистному забою выполнение этого условия зависит от ге-ометрического распределения веса вышележащих пород по линии очистного забоя. На рис. 2 приведена схема распределения дополнительных напряжений по глубине призабойной зоны угольного массива.

3

1

2

a

aот

X0

сж

H

m

Рис. 2. Схема, характеризующая структуру зоны опорного давления

111


Наиболее приемлемым методом оценки параметров зоны опорного давления являются результаты исследований, представленные в работе [4]. Согласно уста-новленным закономерностям расстояние (а) от поверхности очистного забоя, включающего и зону отжима, до точки максимума опорного давления и его вели-чина (σ1) определяется с использованием формул:

)(6,2

96,0 3

2

1 PfКm

асж

, (3)

,6,2

1 m

асжсж

(4)

где m – мощность пласта, сж – прочность угля на одноосное сжатие, К1 – коэффи-циент интенсивности напряжений, учитывающий особенности геометрии выработ-ки, f(P) – функция, характеризующая коэффициент интенсивности распределения напряжений по мощности пласта.

Из формулы (3) следует, что основным параметром, определяющим как глу-

бину расположения пика опорного давления и его уровень, при прочих равных условиях, является коэффициент интенсивности напряжений, рассчитываемый по формуле:

m

mF

m

LK сж

сж

p

Н

сж

6,2

6,2

6,2 43

41

01

(5)

где γН – величина горного давления, L0 – шаг посадки основной кровли, Fp – вес вышележащих пород на единицу длины выработанного пространства (Fрц = 1,1 γН · L0, Fрк = 0,3 γН · L0 – для центральной и краевой частей очистной выработки соответственно).

Используя разработанную методологию, был произведен расчет глубины зо-ны предельного равновесия и величины опорного давления для условий пласта h6

’ – Смоляниновский шахты им. А.А. Скочинского для глубин залегания 800-1350 м, прочности угля на одноосное сжатие сж = 7÷9 МПа, мощности пласта m = 1,4÷1,6 м, представленных на рис. 3 в виде зависимостей a = f(H) и σ1 = f(H) для нижней (кривые 1, 3) и центральной (2, 4) частей очистного забоя.

Анализ зависимостей показывает, что расстояние до величины пика опорно-го давления и его величина в центральной части лавы в 1,8÷2,1 раза больше, чем в нижней части вне зависимости от глубины залегания пласта.

Как отмечалось выше, в зону опорного давления входит зона отжима, в ко-торой угольный пласт по геомеханическому состоянию находится в условиях обо-бщенного растяжения, как по напряжениям, так и по деформациям. Это обуслав-ливает высокую степень повреждения поровой структуры угля, приводящей к уве-личению в 103-104 [6, 8] его проницаемости, что исключает достоверность проб для оценки давления и массопереноса метана в угле.

112


Рис. 3. Зависимости a = f(H) и σ1 = f(H) для краевой и центральной частей очистного забоя:

1-2 – размер зоны опорного давления в нижней и центральной части очистного забоя; 3-4 – величина предельного напряжения

Методика определения глубины зоны отжима в соответствии с работой [7]

основывается на моделировании напряженно-деформированного состояния уголь-ного массива, аналогичное его состоянию в призабойной зоне пласта. Расчет глу-бины зоны отжима производится по формуле:

1 а

а остразотж

, (6)

где раз – разрушающие напряжения при условии ,2A

Аф определяемого на пада-

ющей ветви диаграммы σ1 = f(ε1); ост – остаточная прочность угля, определяемая на горизонтальном участке

диаграммы σ1 = f(ε1). Результаты оценки глубины зоны отжима для условий пласта h6

’ – Смоляни-новский приведены на рис. 4. Анализ результатов свидетельствует, что для глубин 1000-1300 м размер зоны отжима в нижней части в среднем в 2,3 раза меньше, чем в центральной части очистного забоя. Это дает основание утверждать, что мини-мальная глубина отбора проб (l0) для определения газово-кинетических свойств в угольном массиве должна быть как минимум равна l0 = lотж + 0,5 м, но не более глубины зоны опорного давления, а по условиям технологии бурения разведочных скважин по длине очистного забоя их достаточно располагать на расстоянии 15-30 м от подготовительных выработок.

Для подтверждения оценочных значений глубины отбора проб были прове-дены шахтные исследования во 2 западной лаве пласта h6

’ – Смоляниновский шах-ты им. А.А. Скочинского по определению давления метана и газоносности угля в нижней нише и центральной частях очистного забоя.

113


Рис. 4. Зависимость aотж = f(H) для нижней (1) и центральной (2) частей очистного забоя

Шахтные исследования включали бурение разведочных скважин на глубину до 5 м, в нижней нише и центральной части очистного забоя, с интервалом 0,8-1,0 м и отбор угольных проб. Пробы помещались в накопительные камеры шахтного де-сорбометра ШИММ и по кинетике десорбции метана из угля вычисляли равновес-ное давление метана в угольном массиве в точке отбора. В общем было проведено 30 циклов измерений, а подвигание линии очистного забоя составило более 100 м. Результаты исследований в виде зависимости Р, Q = f(l0) для нижней ниши (а) и центральной части лавы (б) приведены на рис. 5.

114


Рис. 5. Зависимость Р, Q = f(l0): а – изменение давление метана и газоносности угля по глубине пласта в нише; б – изменение давление метана и газоносности угля в центральной части лавы.

Анализ результатов показывает, что в нижней части лавы давление метана и

его количество в интервале глубин отбора проб 3-4 м в 1,5-2,5 раза выше, чем в центральной части лавы. При этом закономерности нарастания давления и газоно-сности угля по глубине призабойной зоны свидетельствуют о наличии зоны отжи-ма разной интенсивности по длине лавы. Результаты шахтных исследований в це-лом подтверждают надежность оценочных расчетов параметров зоны опорного да-вления и позволяют для угольных пластов с конкретными горно-геологическими условиями обосновывать глубину и интервал отбора проб для определения досто-верной информации о давлении метана и кинетики его массопереноса.


1. Стариков Г.П. Кинетика массопереноса метана при очистной выемке угольных пластов / Г.П.

Стариков, Ш.В. Мамлеев. – Наукові праці УкрНДМІ НАН України, 2012. – № 10 – С. 271 – 278.

2. Седов П.И. Механика сплошных сред / П.И. Седов. – М.: Наука, 1970. – т.1. – 492 с. 3. Петухов И.М. Механика горных ударов и выбросов / И.М. Петухов, А.М. Линьков. – М.: Не-

дра, 1978. – 494 с. 4. Петухов И.М.. Расчетные методы в механике горных ударов и выбросов / И.М. Петухов, А.М.

Линьков, В.С. Сидоров и др. Справочное пособие. – М.: Недра, 1992. – 256 с. 5. Филоненко-Бородич М.М. Механические теории прочности / М.М. Филоненко-Бородич. – М.:

МГУ, 1961. – 90 с. 6. Алексеев А.Д. Изменение трещиновато-пористой структуры и газопроницаемости угля в усло-

виях неравномерного объемного сжатия / А.Д. Алексеев, Н.В. Недодаев, Г.П. Стариков. / Научн. сообщ. ИГД им. А.А. Скочинского. – М. –1990. – С. 19-23.

7. Алексеев А.Д. Прогнозирование неустойчивости системы уголь-газ / А.Д. Алексеев, Г.П. Ста-риков, В.Н. Чистоклетов. – Донецк: Изд-во «Ноулидж», 2010. – 343 с.

8. Стариков Г.П. Геофильтрационная оценка параметров зоны разгрузки призабойной части угольных пластов / Г.П. Стариков, В.В. Завражин, О.Г. Худолей и др. – Физико-технические проблемы горного производства. – Донецк: ИФГП НАН Украины, 2013. – № 16. – С. 145 – 152.


115


Ш.В. Мамлєєв, Д.В. Мельников, С.Є. Дегтярь

ГЕОФІЛЬТРАЦІЙНЕ ОБҐРУНТУВАННЯ ПАРАМЕТРІВ РОЗВІДУВАЛЬНИХ СВЕРДЛОВИН ДЛЯ ВИЗНАЧЕННЯ ПОКАЗНИКІВ МАСОПЕРЕНОСУ МЕТАНУ У ПРИВИБІЙНІЙ ЗОНІ ВУГІЛЬНИХ ПЛАСТІВ

У роботі на основі обліку геомеханічних розподілів напружень і змін тиску метану у привибійній зоні вугільних пластів експериментально обґрунтовано оптимальні параметри розвідувальних свердловин для достовірної оцінки параметрів масопереносу метану у вугіллі.

Ключові слова: масоперенос метану, кінетика газовиділення, глибина зони віджиму, опорний тиск, ро-звідувальні свердловини

Sh.V. Mamleev, D.V. Melnikov, S.E. Degtyar

GEOFILTRATION SUBSTANTIATION OF THE PARAMETERS OF EXPLORATION WELLS FOR THE DETERMINATION OF RATES OF MASS TRANSFER OF METHANE IN THE CRITICAL ZONE OF COAL LAYERS

In work on the basis of geomechanical distributions stress and pressure changes of methane in the bottom hole zone coal seams experimentally proved optimal parameters of drilling for reliable estimation of the parameters of mass transfer of methane in coal.

Keywords: mass transfer methane, kinetics of gas release, the depth of the zone pressed the reference pressure, exploration well

116


УДК 622.23

И.Г. ПАВЛОВСКАЯ (канд. экон. наук, доц.) В.Ю. РОМАНОВА (канд. экон. наук, доц.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

ЭКОЛОГИЧЕСКИЙ МЕНЕДЖМЕНТ В СИСТЕМЕ УПРАВЛЕНИЯ

ПРОМЫШЛЕННЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ

В работе рассмотрена актуальность внедрения экологического менеджмента в систему управле-ния крупного промышленного предприятия в связи с резким ухудшением экологической обстановки и закономерными тенденциями развития современного производства. Представлены интеграционные про-цессы Украины в мировое экономическое пространство, что требует изменений традиционных подходов к управлению, определяет существенные нововведения в процесс формирования собственной модели организации предприятия.

Ключевые слова: экологичекий менеджмент, экологическая ситуация, современный бизнес, миссия.

Постановка проблемы. Современная экологическая ситуация в Украине не

соответствует уровню инвестирования средств в обновление оборудования, модер-низацию технологических процессов с целью снижения негативного влияния прои-зводственной деятельности на окружающую среду. Безусловно, новейшая техника и передовые технологии всегда являлись необходимым условием для эффективно-го промышленного производства, непрерывное обновление которого ускоряет эко-номическое и социальное развитие экономики всей страны в целом. Но при этом общественный прогресс невозможен в отсутствии мер по предотвращению загряз-нения окружающей среды, разработки ресурсосберегающих и возобновляемых те-хнологий, формированию экологического просвещения. В связи с этим необходи-мо создание механизмов стимуляции и развития экологически ориентированного предпринимательства, которые, в свою очередь, требует достаточно глубокой про-работки теоретического базиса. Разработка системы экологического менеджмента в соответствии с требованиями международных стандартов серии ИСО 14001 яв-ляется эффективным методом снижения загрязнения окружающей среды и инстру-ментом решения задач экологической безопасности.

Анализ последних исследований и публикаций. В научно-практических исследованиях международные тенденции формирования системы экологического менеджмента получили широкое развитие среди множества научных проблем, тре-бующих теоретического и практического обоснования. Современный период раз-вития общественного производства характеризуется соответствующим наполнени-ем внутрифирменных механизмов управления. Качественные изменения окружа-ющей среды способствуют их эволюции. Вопросы формирования эффективной си-стемы экологического менеджмента получили широкое развитие в специальной литературе. В настоящее время в научных трудах ведущих специалистов в области экологии, приводится различные аргументированные точки зрения, обосновываю-щие необходимость разработки и реализации долгосрочных экологических про-грамм в корпоративных стратегиях развития крупных промышленных компаниях. Существенный вклад в решение проблем связанных с формированием модели эко-логического менеджмента внесли как ученные западной школы управления эколо-гической безопасностью, так российские и отечественные исследователи: Тимали-на Е.Ю., Хаскин В.В., Ферару Г.С., Буркинский Б.В., Савкин В, Харичков С.К., Иванченкова Л.В. и др.

© Павловська І.Г., Романова В.Ю., 2014117


Всесторонние исследование научных публикаций, дает основание утверж-дать, что, несмотря на широкий спектр изучаемых проблем, методологические ас-пекты формирования базовых принципов экологического менеджмента требуют дальнейшего развития, качественного наполнения с учетом отечественной эколо-гической политики. Таким образом, целью статьи является развитие теоретичес-ких подходов и разработка принципиальных положений, определяющие базисную основу для формирования концепции экологического менеджмента в системе кор-поративного управления крупных промышленных компаний.

Экологический менеджмент является развивающейся областью науки и практической деятельности в системе стратегического управления предприятия в целом. В современной научной литературе приводятся большое количество опреде-лений понятия экологического менеджмента, в основе которых базируется один или несколько качественных подходов к трактовке данного вида управления [1, 2, 3]. Обобщение, имеющихся суждений позволяет сделать вывод: экологический ме-неджмент - это организационно-экономическая категория, прикладное значение, которой состоит в системном воздействии на объект управления, с целью сохране-ния качества окружающей среды и обеспечение нормативно-правовых экологичес-ких параметров посредством реализации программно-целевых мероприятий, осно-ванных на концепции устойчивого развития общества.

Доктрина устойчивого развития была определена на конференции ООН по окружающей среде и развитию в 1992 г. в Рио-де-Жанейро. В декларации конфе-ренции «Повестка дня - XXI век» отразились основные принципы новой концеп-ции, предлагаемой всем странам мира. В Повестке также подчеркивалось, что «экологический менеджмент следует отнести к ключевой доминанте устойчивого развития и одновременно к высшим приоритетам промышленной деятельности и предпринимательства». Из материалов конференции РИО-92 следует, что внедре-ние экологического менеджмента заключается в гармонизации взаимоотношений человека и природы. Обозначеный выше процесс является сложным и длительным. Без усилий направленных на экологизацию общественного сознания, разрушение потребительских стериотипов, мы не можем говорить о диверсификации произ-водства по критерию безотходности производственных процессов, приоритетности внедрения экологически благоприятных технологий, предотвращении экологичес-кого ущерба.

Экологический менеджмент это инструмент, который позволяет успешно совершенствовать механизмы социального и эколого-экономического развития че-ловеческого общества.

В научных изданиях в области управления приводятся разнообразные харак-теристики прикладных сторон экологического менеджмента. [2, 3, 4]. По существу их можно разделить на основные и косвенные, рассматривая при этом последние, как производные от основных характеристик, дающие возможность расширенного представления границ экологического менеджмента.

К ключевым характеристикам целесообразно отнести некоторые категории, являющиеся практическими критериями для наполнения содержания экологичес-кого менеджмента:

– миссия, предназначение – вектор на уменьшение негативной нагрузки на окружающую среду и получение экономического эффекта;

– определение сферы и объекта управления в экологическом менеджменте – взаимодействие человека с окружающей средой;

118


– под функциями экологического менеджмента понимаются относительно обособленные виды управленческой деятельности, которые определяются специ-фикой влияния на объект управления;

– планирование природоохранной деятельности, как алгоритм действий, же-лаемый вариант развития, учитывающий внешние и внутренние факторы влияния и занимающий, в целом, подчиненное положение по отношению к системе управ-ления субъекта хозяйственной деятельности;

– под организационным механизмом управления понимают комплекс орга-низационных структур, служащих для разработки и внедрения приоритетных про-ектов природоохранной деятельности организации;

– совокупность принципиальных положений, определяющих системную ос-нову при определении наиболее эффективных мер по обеспечению устойчивого развития и взаимодействия с внешней средой.

Таким образом, содержание экологического менеджмента заключается в взаимосвязи управленческих процессов, состоящих из анализа внешней и внутрен-ней среды, разработки природоохранных мероприятий, их реализации, а также оценки и контроля выполнения экологических стратегий. Экологический менедж-мент не носит локальный характер, а является частью системы управления в це-лом. Следовательно, решение экологических задач требует вовлечения всех орга-низационно-экономических механизмов управления предприятия. Проектирование эффективных и адаптированных к намеченной стратегии охраны окружающей сре-ды структурных механизмов управления, является одной из приоритетных задач управляющего персонала.

В условиях развития отечественной экономики внедрение системы экологи-ческого менеджмента (СЭМ) на крупных промышленных предприятиях идет край-не медленно. Это объясняется тем, что большинство предприятий ориентировано на внутренний сектор экономики, в связи, с чем в деловой этикет не вошли обяза-тельные требования по внедрению СЭМ. Как свидетельствует зарубежная практи-ка, внедрение СЭМ происходит более интенсивно «где относительная величина внешнеторгового оборота составляет 60-80% и более от величины валового внут-реннего продукта». [4].

Несмотря на данную статистику, сохранение экологического баланса должно является неотъемлемой частью успешного ведения бизнеса в Украине, что в пол-ной мере будет соответствовать стремлению нашей страны следовать европейским тенденциям в природоохранной сфере. В то же время внедрение СЭМ позволяет предприятию получить реальный экономический эффект не только в условиях ра-боты на внешнем рынке. Совокупный потенциал образует единую систему из от-дельно входящих элементов: экономического, организационного, производствен-ного, финансового и трудового. В основании находится будущий образ компании и соответствующие программы перехода из текущего состояния в перспективное. В связи с этим, предполагается формирование пакета мероприятий и постановкой тактических задач, позволяющих изменить положение предприятия.

В частности: – сократить непроизводительные расходы (внедрение энерго и ресурсосбе-

регающих технологий, минимизация производственных отходов, возможность ор-ганизации рециклинга сырьевых производственных отходов позволит снизить за-грязнение окружающей среды, и в конечном счете, будет поспособствовать сниже-нию себестоимости продукции и увеличению прибыли предприятия);

119


– уменьшить вероятность возникновения аварийных ситуаций с загрязнени-ем окружающей среды и сократить финансовые риски, связанные с этим загрязне-нием;

– сократить расходы на платежи за загрязнение окружающей среды; – сократить расходы на страхование; – повысить общую эффективность всей системы управления в целом. Когда

формирование управленческих задач проходит в одной плоскости с целями и стра-тегиями компании, учитывая при этом качественные параметры, характеризующие социальные и психологические сферы производственных отношений, внутренние ресурсы, творческий потенциал персонала;

– сформировать мотивационные механизмы экологически ответственного поведения персонала, снижение рисков возникновения чрезвычайных ситуаций, вследствие повышения производственной и технологической дисциплины;

– сохранение за собой части отечественных и зарубежных рынков сбыта с последующим увеличением рыночной доли, конкурентное лидерство на основе экологической составляющей деятельности предприятий, которая в современных условиях становится частью имиджа компании.

Кроме получения прямых выгод от реализации СЭМ предприятию могут быть предоставлены кредиты с низкими процентными ставками (международные финансовые организации устанавливают более выгодные условия кредитования компаний, внедривших системы экологического менеджмента, а также и страховые компании вводят для таких организаций более низкие страховые тарифы). Если в свое время позиции компании в бизнесе определялись исходя из конкурентоспосо-бности, занимаемой доли на рынке, эффективностью его коммерческой деятельно-сти, то на современном этапе развития общества приверженность экологическим и социальным ценностям становится частью делового имиджа компании.

Выводы Сущность экологического менеджмента состоит в разработке системы

управления производством и обществом по целям, критериям, приоритетам и мо-тивам развития социоприродных процессов. Развитие рыночных отношений в Ук-раине изменило традиционные подходы к управлению, определило организацион-ные нововведения в процесс формирования собственной модели управления. Ак-туальность внедрения экологического менеджмента в систему управления крупно-го промышленного предприятия обусловлена не только резким ухудшением эколо-гической обстановки, кризисом окружающей среды, но и закономерными тенден-циями развития современного производства.


1. Харичков С.К. Инновационная стратегия мобилизации интегрального ресурса регионального развития / С.К. Харичков // Экономические инновации. Выпуск 14: статті. – Одесса : ИПРЭЭИ НАН Украины. – 2003. – С. 14 -23.

2. Савкин В. Экологический менеджмент: задачи и функции / В. Савкин // Проблемы теории и практики управления. – 2010. – № 2. – С. 95.

3. Тималина Е.Ю. Территориальный экологический менеджмент как новый инструмент развития промышленного производства / Е.Ю. Тималина // Наука и промышленность России. – 2006. –№ 1. – С. 34.

4. Ферару Г.С. Оценка эффективности управления предприятием в рамках системы экологиче-ского менеджмента / Г.С. Ферару // Менеджмент в России и за рубежом. – 2007. – № 1. – С. 50.


120


І.Г. Павловська, В.Ю. Романова

У роботі розглянута актуальність впровадження екологічного менеджменту в систему управління вели-кого промислового підприємства у зв'язку з різким погіршенням екологічної обстановки і зако-номерними тенденціями розвитку сучасного виробництва. Представлені інтеграційні процеси України в світовий економічний простір, що вимагає змін традиційних підходів до управління, визначає істотні нововведення в процес формування власної моделі організації підприємства.

Ключові слова: екологічний менеджмент, екологічна ситуація, сучасний бізнес, місія

I.G. Pavlovskaya, V.Y. Romanova

The paper considers the relevance of the implementation of environmental management in management of large industrial enterprises due to the sharp deterioration of the ecological environment and regularities development trends of modern production. Integration processes represented Ukraine in the world economic space that requires a change traditional approaches to management, defines essential innovations in the process of forming its own model of the organization of the enterprise.

Keywords: environmental management, ecological situation, modern business, mission.

121


622.235+622.236.4

К.Н. ЛАБИНСКИЙ (канд. техн. наук, доц.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

ОБОСНОВАНИЕ ВЕЛИЧИНЫ ЗАХОДКИ ПРИ БУРОВЗРЫВНОЙ ТЕХНОЛОГИИ

ПРОВЕДЕНИЯ ГОРНЫХ ВЫРАБОТОК НА УГОЛЬНЫХ ШАХТАХ В УСЛОВИЯХ ДОНБАССА

В статье приведены результаты анализа основных параметров паспортов БВР на угольных шах-

тах Донбасса. Проанализировано влияние напряженного состояние призабойного массива на изменение напряжений в нем и изменение скорости распространения продольной волны. Обоснована оптимальная глубина заложения заряда ВВ.

Ключевые слова: напряженное состояние, буровзрывные работы, глубина заложения заряда, коэффициент использования шпуров, энергия взрыва

Введение. Развитие горных работ приводит к постоянному увеличению глу-

бины ведения проходческих работ. При этом усложняются горно-геологические и горно-технические условия, в которых проводятся выработки. С увеличением глу-бины возрастает крепость пород и степень их метаморфизма, что не всегда делает возможным применение комбайновой технологии. Поэтому доля выработок, про-водимых по буровзрывной технологии, составляет более 60%. Наличие опасных условий требует применения высокопредохранительных ВВ, обладающих пони-женной работоспособностью. Поэтому вопрос энергоэффективности использова-ния высокопредохранительных ВВ является актуальной научно-прикладной про-блемой.

Анализ последних исследований и публикаций показал, что разрушаемые взрывом комплекта шпуров породы находятся в неравновесном напряженном сос-тоянии, что оказывает влияние на действие взрыва шпуровых зарядов ВВ. При этом на больших глубинах породы в силу высокой степени метаморфизма являют-ся более хрупкими, чем на более высоких горизонтах. Поэтому разрушение горных пород при взрыве зарядов ВВ связано с распространением в массиве ударных волн и волн напряжений, возникающих на контакте раздела породы и полости выработ-ки. Известно, что за фронтом ударной волны, распространяющейся по горному ма-ссиву после взрыва заряда ВВ, движется поток частиц породы, и ее разрушение происходит в том случае, если скорость потока частиц за фронтом ударной волны превышает некоторою критическую скорость, определяемую прочностью породы. Однако, напряженное состояние массива влияет на скорость распространения уда-рных волн, что обосновывает необходимость исследования влияния напряженного состояния массива в призабойной зоне на параметры буровзрывной технологии проведения выработок.

Целью работы является обоснование величины заходки при буровзрывной технологии проведения горных выработок на угольных шахтах в условиях восточ-ного Донбасса с учетом перераспределения напряжений в призабойном массиве, находящемся в неравновесном состоянии.

Материалы и результаты исследований. Как известно, впереди забоя выработки формируется зона пониженных на-

пряжений (зона отжима) и зона повышенных напряжений. При этом шпуры могут пересекать как одну, так и вторую зону. Таким образом, можно сделать вывод о том, что решающим фактором, оказывающим влияние на эффективность ведения взрывных работ, является глубина заложения заряда относительно пространствен-

© Лабінський К.М., 2014 122


ного расположения этих зон. Для изучения эффективности ведения взрывных ра-бот были проанализированы существующие на шахтах паспорта БВР в забоях гор-ных выработок, проводимых на больших глубинах. Основные параметры паспор-тов БВР позволяют получить данные о величине зарядов ПВВ в шпурах, последо-вательности их взрывания, удельном расходе ВВ и на основании этих данных сделать вывод о эффективности взрывных работ.

Системному анализу были подвергнуты паспорта БВР, которые использова-лись или используются на различных шахтах Донбасса при применении ПВВ IV, V, VI классов как при сотрясательном взрывании на выбросоопасных пластах, так и в обычном режиме взрывания в местах, где разрешено применение ВВ этих клас-сов. Проанализировано 32 паспорта БВР для смешанных и для чистопородных за-боев горных выработок, проводимых на глубине свыше 800 м. Данные паспорта охватывают всю изменчивую гамму горно-геологических условий шахт Донбасса. Взрывные работы в этих условиях велись в забоях выработок с сечением (вчерне) S=5,1…25,1 м2, крепостью по шкале проф. М.М. Протодьяконова угля f =1,0…2,0 и горных пород f = 4,0…13,0. Для оценки показателей, характеризующих параметры паспорта БВР, исходили из того, что эффективность взрывных работ оценивается с помощью коэффициента использования шпура (КИШ).

Для оценки взаимовлияния пространственного расположения зон напряжений и глубины шпуров была выбрана безразмерная величина – относительная глубина

шпуров у

ш

R

ll 0 , где Rу – условный радиус выработки,

вч

уS

R . При этом эффе-

ктивность ведения взрывных работ оценивалась по двум показателям: коэффицие-нту использования шпуров, который определяют по формуле:

м

зах

ш

стш

l

l

l

ll

, (1)

где шl , захl – глубина шпура и заходки за взрывание соответственно, м;

стl – глубина «стакана» шпура после взрывания;

и объемной энергии, затрачиваемой на разрушение 1 м3 породы:

f

eQqE ВВВВоб

1 , кДж/м3,

где qВВ – удельный расход ВВ на 1 м3 взорванной породы, кг/м3;

QВВ – теплота взрыва ВВ, кДж/кг; е – удельное содержание ингибитора в составе ВВ, долей; f – крепость породы по шкале проф. М.М. Протодьяконова. Анализ показателей паспортов БВР позволяет сделать вывод о том, что с

увеличением относительной длины шпуров по квадратичной зависимости снижае-тся коэффициент использования шпуров η и экспоненциально возрастает удельная энергия, затрачиваемая на разрушение единицы объема горной породы:

2

1569.01

у

ш

R

l , (2)

123


у

шуд R

lE 1,73exp52,212 . (3)

Таким образом, увеличение относительной длины шпуров приводит экспо-ненциальному росту затрат энергии, необходимых на разрушение единицы объема горной породы, и геометрическому падению коэффициента использования шпуров, что делает необходимым проведение исследований по определению оптимальной глубины заложения шпуров.

у

ш

Rl

Рис. 1. График зависимости коэффициента использования шпуров от относительной

глубины шпуров удE

у

ш

Rl

Рис. 2. График зависимости удельной энергии от относительной глубины шпуров

124


В работе [1] проводились исследования напряженного состояния призабой-ного массива. Метод шпуровых датчиков по изменению сопротивления жестко за-крепленных проволочных датчиков при их относительной деформации под дейст-вием напряжений массива позволил оценить изменение напряженного состояния по мере удаления вглубь массива от забоя выработки. График изменения напряже-ний в зависимости от относительной глубины расположения датчиков представлен на рис. 3.

Одним из показателей изменения напряжений в массиве является изменение скорости продольной волны. Измерения скорости ультразвуковых волн призабой-ной части горного массива были проведены авторами работы [1] в забоях семи вы-работок. Анализ изменения скорости продольной волны в зависимости от относи-тельного расстояния от забоя позволил установить, что изменение скорости продо-льной волны хорошо описывается полиномом второй степени:

V=a*l2

0+b*l0+c.

Значения коэффициентов a, b, c для выработок, в которых проводились ис-следования, представлены в табл. 1.

Анализ уравнений позволил определить значения l0, соответствующие мак-симальной скорости распространения продольной волны, что свидетельствует о глубине заложения зоны максимальных напряжений. Определим процентное изме-нение скорости продольной волны в призабойной зоне и в зоне максимальных на-пряжений. Полученные данные занесем в таблицу 2.

, МПа

Рис. 3. Зависимость напряжений в призабойном массиве от относительного

расстояния вглубь массива

уRl

125


Таблица 1 – Значения коэффициентов полинома, описывающего изменение скорости продольной волны в напряженном массиве

Выработка Коэффициенты полинома

a b c Канатный ходок ш. №24 «Донбассантрацит» -0,6588 1,4168 3,9488 Северная обходная выработка ш. №24 «Донбассантра-цит»

-0,6169 1,1263 4,807

Квершлаг 2-у ш. №1-2 «Донбассантрацит» -0,9157 1,5612 3,3581 Откаточный штрек ш. №25 «Свердловантрацит» -0,2734 0,6029 3,6067 Квершлаг ш. №10 «Свердловантрацит» -0,5127 0,9976 3,4703 Откаточный штрек ш. №81 «Донбассантрацит» -1,2728 1,8983 3,1965 Откаточный штрек ш. №40 «Красноармейскуголь» -0,4226 0,7341 3,4067

Таблица 2 – Значение скорости распространения продольной волны в призабойной зоне

№ выработки

l0 Vср, м/с У забоя

В зоне максимальных напряжений

V0, м/с V0, % Vmax, м/с Vmax, % 1 1.08 4595 4480 97.5 4710 102.5 2 0.91 5220 5120 98.08 5320 101.9 3 0.85 3885 3750 96.53 4020 103.5 4 1.1 3860 3780 97.93 3940 102.1 5 0.97 3855 3750 97.28 3960 102.7 6 0.75 3795 3690 97.23 3900 102.8 7 0.87 3660 3590 98.09 3730 101.9

Ср.знач. 0.93 97% 103% Анализ результатов показывает, что, в среднем, в зоне отжима скорость рас-

пространения продольной волны меньше на 3%, а в зоне максимальных напряже-ний больше на 3% относительно средней скорости. Кроме того, статистический анализ относительной глубины расположения зоны максимальных напряжений l0 позволяет установить ее среднее значение:

l0 0.93 Стандартное отклонение 0.135 Среднее стандартное отклонение 0.051 Коэффициент Стьюдента (5%, n-1) 2.447 Доверительный интервал 0.125 Относительная ошибка 0.134

Вполне очевидно, что заряд ВВ, размещенный за пиком максимальных на-

пряжений, находится в более тяжелых условиях, чем заряд ВВ, находящийся перед зоной максимальных напряжений. Это позволяет обосновать максимально эффек-тивную глубину заложения заряда ВВ, как глубину заложения зоны максимальных напряжений. Оптимальная глубина заложения заряда ВВ должна определяться с учетом условного радиуса выработки из условия l0=0,93:

S

lзар 93,0 . (4)

126


Выводы 1. С увеличением глубины шпуров в условиях шахт Донбасса наблюдается

степенное снижение коэффициента использования шпуров и экспоненциальное во-зрастание удельной энергии, затрачиваемой на разрушение горных пород взрывом.

2. Зона максимальных напряжений, характеризуемая также максимальной скоростью распространения продольных волн, располагается на расстоянии 0,93 условного радиуса выработки, что позволяет обосновать оптимальную глубину за-ложения шпуровых зарядов ВВ для условий угольных шахт Донбасса при проведе-нии выработок по буровзрывной технологии.


1. Минделли Э.О. Взрывные работы на глибоких горизонтах шахт / Э.О. Минделли, Л.А. Вайн-штейн, П.А. Демчук. – Донецк: Донбасс, 1971. – 96 с.


К.М. Лабінський

ОБГРУНТУВАННЯ ВЕЛИЧИНИ ЗАХІДКИ ПРИ БУРОПІДРИВНІЙ ТЕХНОЛОГІЇ ПРОВЕДЕННЯ ГІРСЬКИХ ВИРОБОК У ВУГІЛЬНИХ ШАХТАХ В УМОВАХ ДОНБАСУ

У статті наведені результати аналізу основних параметрів паспортів буропідривних робіт у вугільних шахтах Донбасу. Проаналізований вплив напруженого стану привибійного масиву на зміну напружень у ньому та зміну швидкості розповсюдження прокольних хвиль. Обґрунтована оптимальна глибина закла-дення заряду ВР

Ключові слова: напружений стан, буропідривні роботи, глибина закладання заряду, коефіцієнт викорис-тання шпурів, енергія вибуху

K. Labinskiy

GROUNDING OF STOPE VALUE DURING DRILLING-EXPLOSIVE WORKS OF EXCAVATION CON-STRUCTIONING IN COAL MINES IN CONDITIONS OF DONBASS

The results of analysis of main parameters of passports of drilling-explosive works in coal mines of Donbass are given. The influence of strained state of massif on changing of its tense and on changing of the velocity of longitudinal waves was analyzed. The optimum depth of the charge of explosives was grounded.

Keywords: strained state, drilling-explosive works, depth of the charge, coefficient of blast-holes’ using, energy of the explosion

127


УДК 622.831

В.В. ФОМИЧЕВ (канд. техн. наук, доц.) В.А. СОЦКОВ (аспирант) ГВУЗ «Национальный горный университет, г. Днепропетровск

ОСОБЕННОСТИ МОДЕЛИРОВАНИЯ СТАЛЕПОЛИМЕРНОГО АНКЕРА ПРИ ИСПОЛЬЗОВАНИИ МКЭ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПАРАМЕТРОВ УСТОЙЧИВОСТИ ПОВТОРНО ИСПОЛЬЗУЕМОЙ ВЫРАБОТКИ

В статье проанализированы существующие схемы моделирования сталеполимерного анкера в

задачах геомеханики, использующие различные методики постановки эксперимента и условия контактов на поверхности шпура и анкера. Определен оптимальный тип конечных элементов для построения сетки для увеличения точности описания геометрии анкера при задании начальных и граничных условий.

Ключевые слова: вычислительный эксперимент, сталеполимерный анкер, метод конечных элементов.

Актуальность. Исследования поведения сталеполимерного анкера установ-

ленного в горной породе [1] показали, что активная фаза сопротивления анкера го-рному давлению наступает после частичного разупрочнения окружающих его гор-ных пород. В результате чего происходит не только перераспределение усилий в конструкции самого анкера, но и по всему контуру выработки. Проведение моде-лирования для различных горно-геологических условий показало наибольшую адек-ватность следующих расчетных схем [1,2]: первая – анкер представляется как сталь-ной стержень плотно установленный в шпур того же диаметра (Риc. 1, а); вторая – к предыдущей схеме добавляется опорная шайба большого диаметра жестко или через болтовое соединение контактирующая с анкером (Рис. 1, б); третья – аналогична второй, но включает в себя увеличение диаметра шпура до натуральных размеров и заполнение его моделью отвердевшего полимерного состава (Рис. 1, в).

а) б)

в)

Рис. 1. Схемы моделирования сталеполимерного анкера в задачах геомеханики использующих различные методики постановки вычислительного эксперимента

Каждая из предложенных схем обеспечивает приемлемую точность по расп-

ределению напряжений в теле анкера. Но поле распределения напряжений в поро-дах, примыкающих к контуру шпура анкера, может изменяться кардинально, как по размеру, так и по абсолютной величине и природе главных напряжений. В аб-солютных значениях уменьшение напряжений может составлять до 2 раз, а размер зоны сжимающих напряжений относительно общей зоны влияния анкера в отдель-ных расчетах достигает 23-31%.

© Фомичов В.В., Соцков В.О., 2014 128


Постановка задачи. Изучение влияния условий контакта сталеполимерного анкера с приконтурным породным массивом на результаты проведения вычислите-льного эксперимента в нелинейной постановке.

Научная новизна заключается в определении комплекса конфигураций рас-четной области сталеполимерного анкера в геомеханической модели повторно ис-пользуемой выработки при учете различных нелинейных характеристик приконту-рного породного массива.

Основная часть. При достаточной простоте геометрического моделирования сложно спрогнозировать реакцию сталеполимерного анкера во времени и при вы-боре упругопластической схемы поведения пород горного массива. Если при упру-гом расчете схема воздействия начальных условий приложения нагрузки не может изменяться, в силу отсутствия значительных деформаций в продольном и попереч-ном сечениях анкера (Рис. 2, а), то в случае значительных относительных переме-щений, и вектор приложения нагрузок, и величина зоны контактного взаимодейст-вия с горными породами, могут изменяться, причем далеко не всегда по линейно-му закону (Рис. 2, б) [2,3]. Это вынуждает при проведении вычислительного экспе-римента применять не статичные условия контакта между элементами модели ан-кера и моделью горного массива.

а)

б)

Рис. 2. Возникновение особенностей взаимодействия элементов расчетной схемы при упругом типе расчета (а) и при упругопластическом (б)

Рассмотрим физику процесса взаимодействия анкера и поверхности пород-ного слоя. В момент установки сталеполимерного анкера между сталью, полимер-ной композицией и образующими поверхность шпура породами устанавливаются связи на основе химико-молекулярного воздействия. Как правило, контакт между сталью и полимером имеет более равномерный и прогнозируемый характер. Кон-такт межу полимером и горным массивом хаотичен, как в смысле геометрии, ско-лы и микротрещины на поверхности шпура, так и механики материалов. В резуль-тате, для реализации адекватного моделирования условий эксплуатации сталепо-лимерного анкера приходиться, даже в рамках одной расчетной модели использо-вать широкий набор начальных условий и типов контактов (Рис. 3).

а)

б)

в)

г)

Рис. 3. Моделирование различных условий контактов на поверхности шпура анкера и горных пород: «жесткий» (а); простое проскальзывание (б); проскальзывание с силой трения (в);

«горячая» посадка (г)

129


Простейший «жесткий» тип контакта (Рис. 3, а) используется повсеместно в задачах геомеханики решаемых в упругой постановке, где малые перемещения по-зволяют пренебрегать разностями физических величин с обеих сторон контакта. Простое проскальзывание (Рис. 3, б), наоборот применяется при решении задач ге-омеханики, когда анкер располагается в слабых и частично разрушенных породах горного массива.

В этом случае, перемещение анкера вдоль шпура должно проходить без зна-чительного сопротивления со стороны породного массива. По сути, это моделиро-вание анкеров выпадающих из своих шпуров. Наиболее распространенным подхо-дом в выборе типа контакта является проскальзывание с учетом силы трения (Рис. 3, в). Такой тип контакта можно использовать при решении задач геомехани-ки в упругой и упругопластической постановке. Когда условия постановки задачи определяют возможность больших перемещений в области установки анкера [4]. Величина силы трения, в этом варианте, выступает в качестве определяющего условия потери совместности деформаций поверхностей шпура и анкера. Исполь-зование «горячей» посадки (Рис. 3, г) характерно для задач, решаемых с учетом фактора времени, и в тех случаях, когда способ установки анкера связан с актив-ным воздействием на поверхность шпура элементов конструкции анкера (напри-мер, установка анкера взрывом).

В простейшей геометрической схеме моделирования сталеполимерного ан-кера существует одна контактная поверхность, для которой, в условиях высокой поперечной нагрузки или значительной жесткости окружающих пород, задают ко-нтакт с соблюдением сплошности модели системы «анкер - порода» (Рис. 1, а). В случае, когда ожидается или возможна потеря контакта между породами и телом анкера, прибегают к комбинированной схеме, в которой часть поверхности модели шпура находиться в жесткой связи с анкером, а часть этой поверхности образует контакт с анкером в условиях взаимного проскальзывания. Геометрические разме-ры таких областей, точнее их взаимоотношение, регулируется соотношением отно-сительного удлинения анкера и столба породы, с учетом пластических характерис-тик связывающего полимерного состава. Математически такое соотношение опи-сывается следующим уравнением

;

lEE

lK

,cz

ccTzzTa

621

(1)

где cTzT , - пределы текучести полимерного состава и примыкающих в шпуру

горных пород, соответственно; cz , - максимальные значения главных напряже-

ний в коне контакта полимерной смеси и горной породы, соответственно, в модели заполнителя и модели породного слоя; cz E,E - модули упругости материала поли-

мерного заполнителя и горной породы, соответственно; l,l - длина анкера и его относительное удлинение под действие нагрузки.

Если учитывать предварительное натяжение анкера, то в расчетной схеме это условие, как правило, реализуется путем приложения необходимого усилия по нормали на обоих торцах анкера. В упругой постановке при наличии незначитель-ных полных перемещений такой поход обеспечивает достаточную адекватность получаемых результатов расчетов. Однако, величина самих усилий выбирается то-лько на основе показателя начального натяжения анкера задаваемого как началь-ное и граничное условие. Такой подход не является в полной мере адекватным от-

130


носительно распределения усилий и перемещений на поверхности контура выра-ботки, и в случае значительных усилий предварительного натяжения анкера, сле-дует переходить ко второй геометрической схеме моделирования сталеполимерно-го анкера.

Во второй расчетной схеме сталеполимерного анкера моделирование пред-варительного натяжения происходит благодаря наложению контактных условий для опорной шайбы анкера (см. рис. 1, б). Применяются два основных подхода: первый – анкер устанавливается в шпур таким образом, чтобы внутренняя поверх-ность опорной шайбы углубилась в породный контур выработки (так называемая «горячая» посадка), величина углубления определяет величину предварительного натяжения; второй – шайба и стержень анкера контактируют через «болтовое сое-динение», усилие на котором и определяет усилие натяжения анкера, при этом ко-нтакт между опорной шайбой и горным массивом не может быть жестким.

В вариантах расчета взаимодействия анкеров и породного массива встреча-ются задачи, когда перерезывающие усилия, воздействующие на модель анкера, являются превалирующими относительно продольной нагрузки. В таких случаях на несущую способность анкера значительно влияет прочностные и деформацион-ные характеристики полимерной композиции используемой при его установке, как результат для обеспечения адекватности расчета приходиться прибегать к третьей схеме моделирования анкера (см. рис. 1, в). Благодаря использованию такой схемы становиться возможным сложное моделирование перемещения контура анкера с относительно большими деформациями в любом из выбранных направлений. Как правило, контакт между анкером и полимером выбирается жестким, а вот для кон-такта между полимером и породами используются либо жесткая связь, либо «горя-чая» посадка. В совокупности с экспериментальным подбором механических хара-ктеристик модели полимерной композиции, такая система контактов позволяет «плавно» учитывать особенности состояния реального горного массива (трещинова-тость, трансверсальность, масштабный эффект и обводненость) при моделировании.

Из вышеизложенного, становиться понятным, что формирование сетки ко-нечных элементов, для общего случая моделирования сталеполимерного анкера, является задачей нетривиальной. Первая проблема общая для любого элемента крепи выработки - это малый размер конечного элемента в крепи выработки отно-сительно размеров конечных элементов используемых при описании горного мас-сива. В ряде случаев моделирования соотношение размеров конечных элементов может достигать 1 к 100 (от 20 мм до 2 м). В общем случае считается, что умень-шение линейных размеров конечного элемента всегда приводит к повышению ка-чества получаемого результата. Это полностью соответствует реальности для от-носительно простых расчетов.

Как показал опыт проведения вычислительных экспериментов [1,4], для бо-льшинства решаемых задач оптимальным является выбор двадцатиузловых конеч-ных элементов. Поперечное сечение анкера разбивается такими конечными элеме-нтами на четыре равных сектора, а ось симметрии анкера совпадает с общей кром-кой всех четырех конечных элементов. Таким образом, весь анкер становиться на-бором цилиндров определенной высоты состоящих из четырех одинаковых конеч-ных элементов. Благодаря варьированию высоты таких цилиндров можно изменять плотность сетки конечных элементов подбирая оптимальное соотношение числа конечных элементов и точности описания геометрии анкера при задании началь-ных и граничных условий.

131


Вывод Описание характера описания расчетной области моделирования сталеполи-

мерного анкера, в условиях нелинейного поведения приконтурного породного мас-сива представляет собой многопараметрическую оптимизационную задачу, реше-ние которой заключается в поиске такой конфигурации модели, при которой её влияние на получаемый результат будет максимальным


1. Бондаренко В.И. Геомеханика нагружения крепи очистных и подготовительных выработок в слоистом массиве слабых пород. Монография / В.И. Бондаренко, И.А. Ковалевская, Г.А. Си-манович, В.Г. Черватюк. – Днепропетровск: ЛізуновПрес, 2012. – 236 с.

2. V. Fomychov Bolt support application peculiarities during support of development workings in weakly metamorphosed rocks. / V. Fomychov, V. Pochepov, V. Lapko // Materials of VII Interna-tional scientific-practical conference “School Underground Mining - 2013”. Mining of Mineral De-posits. – Netherlands: CRC Press / Balkema. – P. 211-217.

3. Фомичов В.В. Математичні методи моделювання взаємодії кріплення та гірського масиву при вирішенні задач геомеханіки / В.В. Фомичов, В.В. Лапко, О.Р. Мамайкин // Геотехнична ме-ханіка ІГТМ ім. М.С. Полякова. – 2011. – Вип. 94. – С. 116-121.

4. Фомичёв В.В. Исследование особенностей моделирования взаимодействия анкера с окружа-ющей породой численными методами / В.В. Фомичёв, В.Ю. Медяник, Т.В. Маслова // Пер-спектива развития Прокопьевско-Киселевского угольного района как составная часть ком-плексного инновационного плана моногородов: Сборник трудов III Междунар. науч.-практ. конф. – Прокопьевск: ГУ КузГТУ, 2011. – С. 190-193.


В.В. Фомичов, В.О. Соцков

ОСОБЛИВОСТІ МОДЕЛЮВАННЯ СТАЛЕПОЛІМЕРНИХ АНКЕРІВ ПРИ ВИКОРИСТАННІ СІТКО-ВИХ МЕТОДІВ РОЗРАХУНКУ В ЗАДАЧАХ ГЕОМЕХАНІКИ ДЛЯ ВИЗНАЧЕННЯ ПАРАМЕТРІВ СТІЙКОСТІ ПОВТОРНО ВИКОРИСТОВУВАНИХ ВИРОБОК

У статті проаналізовано існуючі схеми моделювання сталеполімерного анкера в задачах геомеханіки, що використовують різні методики постановки експерименту та умови контактів на поверхні шпуру і анке-ра. Визначено оптимальний тип кінцевих елементів для побудови сітки для збільшення точності опису геометрії анкера при завданні початкових і граничних умов.

Ключові слова: обчислювальний експеримент, сталеполімерний анкер, метод кінцевих елементів.

V.V. Fomychov, V.A. Sotskov

FEATURES OF RESIN-GROUTED ROOF BOLTS SIMULATION WHEN USING FEM FOR DETERMIN-ING THE PARAMETERS OF REUSABLE WORKINGS STABILITY

In articles authors analyzed the existing modeling scheme of resin-grouted bolt in problems of geomechanics, using different techniques and contacts conditions of the experiment on the surface of the hole and bolt. The optimal type of finite element mesh generation to improve the accuracy to describe the geometry of the bolts when setting the initial and boundary conditions.

Keywords: numerical experiment, resin-grouted roof bolt, finite element method

132


УДК 622.412; 622.817

В.А. ФЕДИН (инженер) Макеевский научно-исследовательский институт, г. Макеевка ДАЛЬНЕЙШЕЕ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНИЧЕСКОГО ДИАГНОСТИРОВАНИЯ

ШАХТНОЙ МЕТАНОМЕТРИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ

Надёжное и безопасное функционирование горного оборудования зависит от его технического состояния, для поддержания которого в соответствии с нормативно- технической документацией приме-няются различные системы по контролю за состоянием техники в производственной эксплуатации.

В статье представлены материалы техничеcкого диагностирования шахт ной метанометрической техники отработавшей расчётный срок службы, при неразрушающем контроле, разработан алгоритм диагностических воздействий на обследуемые изделия, поэтапное выполнение операций экспертами.

Ключевые слова: метанометрическая техника, техническое диагностирование, контроль техни-ческого состояния, виды состояния, идентификация, контролепригодность.

Аварийность на шахтах Украины зависит от многих горногеологических, те-

хнических, организационных и личностных факторов. Тенденция широкого при-менения в подземных условиях минеральных масел в сочетании с углём и газом метаном увеличивают вероятность создания горючей среды, способной воспламе-няться от кратковременных воздействий маломощных тепловых источников. Кон-троль за объёмной долей метана в рудничной атмосфере возложен на стационар-ную и переносную метанометрическую технику (М.Т.), многолетний опыт эксплу-атации которой подтвердил достаточную её надёжность. Однако человечеству ещё не удалось создать вечно работающее устройство, всё техническое имеет физичес-кий и моральный износ,- вечной остаётся проблема надёжности изделий особенно таких, которые обеспечивают безопасные условия производства и труда.

В современных экономических условиях Украины перед адмистрациями шахт и объединений стоит дилемма: вводить дорогостоящее новое оборудование или продолжать эксплуатировать стареющее. В настоящее время на угольных предприятиях используется (М.Т.) отработавшая не один нормативный срок. При эксплуатации подобного оборудования возникают риски возникновения деграда-ционных отказов и увеличение вероятностей аварий.

Анализ литературных публикаций показал наличие многих трудов по надё-жности и техническому диагностированию различных технических устройств и объектов, Зарубежные авторы свидетельствуют: если затраты по планово-предупредительному ремонту принять за100%, затраты по технологии аварийных ремонтов будут равны 130%, тогда как затраты по технологии технического диаг-ностирования будут равны 70%. Техническая диагностика является одним из ос-новных элементов системы Управления промышленной безопасностью России. Большое внимание газоаналитической аппаратуре уделено в трудах [4]. Следует отметить, что не было встречено алгоритма операций при контроле технического состояния шахтных метанометров.

Целью статьи является разработка алгоритма последовательных операций по взаимодействию эксперта с метанометром, устройством измерения парамет-ров и методов диагностирования шахтных газоанализаторов.

Эффективное и надёжное функционирование метанометрической техники зависит от её технического состояния. Практика показала, что техника, имея надё-жные расчетные показатели при вводе в эксплуатацию, под воздействием условий рудничной атмосферы, недостаточного квалифицированного технического обслу-

© Федін В.А., 2014

133


живания и ремонтов, старения,- исходное состояние её ухудшается, снижается эк-сплуатационная надёжность и увеличивается вероятность возникновения отказов.

Установление и изучение технического состояния шахтных метанометров относится к задачам технического диагностирования (ТД). Важным моментом дан-ной технологии исследований, - является применение технических методов нераз-рушающего контроля, при которых не нарушается конструкционная цело- стнос-тность изделий и не снижается их последующая эксплуатационная пригодность и надёжность.

Для проведения (Т.Д.) не проводя разборки изделий, стационарная метано-метрическая аппаратура создана контролепригодной, приспособленной к (Т.Д.) Контролепригодность, - важная характеристика изделия, предусмотренная наличи-ем контрольных точек, в которых измеряются функциональные параметры.

Основные методы диагностирования метанометров: – органолептические, основаны на применении органов чувств экспертов; – технические, – с использованием технических устройств, приборов, инст-

рументов. В настоящее время используются устройства: – «I LKA» – камера для проведения климатической защиты, контроля рабо-

ты различных приборов; – «КИМ » – установка поверочная; – «ГИАМ – 14» – газоанализатор автоматический, непрерывного действия; – мультиметры, манометры. Для более эффективного решения данного направления, – возможное уско-

рение процесса диагностирования за счет применения компьютеров и многокана-льных тепловизоров с высокопроизводительной многомерной обработкой сигнала.

Главная задача (Т.Д.) – обеспечение безопасной и надёжной работы (М.Т.) в условиях угольных предприятий, сокращение затрат на её обслуживание, сни-жение потерь связанных с отказами.

Техническое диагностирование (освидетельствование) машин, механизмов, устройств повышенной опасности или эксплуатирующихся в условиях повышенной опасности могут производить хозяйствующие субъекты имеющие разрешение Госу-дарственной Службы Горного Надзора и Промышленной Безопасности Украины.

Комплекс работ по выполнению освидетельствования (М.Т.) угольных пред-приятий предназначенной для контроля рудничной атмосферы с целью безопасных условий работ шахтёров регламентируется Постановлением Кабинета Министров Украины № 687 от 26 мая 2004г., Правилами Безопасности в угольных шахтах, «Порядком освидетельствования метанометрической техники» разработанной МакНИИ.

Задачи технического диагностирования. 1. Распознавание, анализ состояния стационарных и переносных метаноме-

тров в данный момент времени в условиях ограниченной информации, сопостав-ление её с технической документацией на соответствие.

2. Распознавание дефектов, отказов, повреждений,– важный момент для экс-плуатирующих и ремонтных организаций.

3. Прогнозирование технического состояния на определённый период в ко-тором будет находится (М.Т.), при условии соблюдения технических регламентов.

Начальным этапом (Т.Д.)по контролю технического состояния шахтных ана-лизаторов метана является идентификация техники экспертами проводимыми элементарные проверки и осмотр:

– внешнего состояния;

134


– маркировочных таблиц и надписей; – условий работы; – режимов работы; – взрывобезопасности; – экспертизы технической и эксплуатационной документации; – анализ срока службы, наработки; – анализ соответствия обследуемой техники технической документации.

Рис.1. Структура задач технического диагностирования Следующий этап – проверка функциональной работоспособности метано-

метра. Диагностические воздействия начинаются с подачи рабочего напряжения на (М.Т.), на указывающих приборах фиксируется отклик изделия на воздействия, а в контрольных точках снимаются рабочие параметры, которые подстраиваются ре-гулировочными элементами.

Пример: для преобразователя параметров измерительного (ППИ) из ком-плекта стационарной аппаратуры АТ1-1, АТ3-1.

ППИ имеет в своём составе блок измерительный (БИ), блок индикации и си-гнализации (БСИ), которые имеют по несколько контрольных точек и подстроечных резисторов. Переменным резистором R22 блока (БИ) выставляется (0±15) мВ, а в точке (1) блока (БИ) этот параметр снимается. В точке (2) блока (БИ) измеритель-ным устройством снимается постоянное напряжение (2,5 ±0,05)В., которое корре-ктируется переменным резистором R38. Этот порядок расписан в [5].

Для проверки шахтных интерферометров используется U-образный мано-метр с целью создания давления в газовоздушном тракте прибора, что имитирует объёмную долю метана и возможную погрешность интерферометра.

Критерием адекватной оценки распознавания истинного состояния (М.Т), являются испытания поверочной газовой смесью (ПГС), путём подачи последней на сенсор обследуемого изделия.

Газ метан, должен быть тарирован и соответствовать стандарту. Приготов-ление и подача на изделие производится при помощи КИМ, или ГИАМ.

Основными техническими параметрами стационарной и переносной метано-метрической аппаратуры являются:

– предел допускаемой основной абсолютной погрешности ± 0,2% ; – предел допускаемой основной абсолютной погрешности срабатывания по

показаниям преобразователя ±0,2%.

135


Анализируя отклики диагностируемого изделия, параметры зафиксирован ные подключенной измерительной техникой, проверкой (ПГС), - эксперты делают заключение о техническом состоянии изделия.

Виды технического состояния: – исправное; – не исправное; – работоспособное; – неработоспособное; – предельное. Закончив диагностические воздействия на (М.Т.), установив его техническое

состояние, эксперты выбирают оптимальное решение о дальней его судьбе. При работоспособном и исправном состоянии метанометру продляют срок службы и устанавливают дату очередного диагностирования. По терминалогии специалистов это называется – прогноз ресурса. В случае выявления дефектов, неисправностей, – рекомендуется отправить изделие в ремонт.

Когда изделие находится в состоянии, при котором ремонт не возможен или нецелесеобразен, в виду достигнутого предельного состояния,- изделие выводится из эксплуатаци.

На завершающем этапе результаты экспертизы заносятся в АКТ, скрепля ются печатями «Исполнителя» и «Заказчика» и хранятся у каждой из сторон.

На рис. 2 представлена пошаговая структура выполнения экспертами поэта-пных операций неразрушающего контроля метанометрической техники, при вы-полнении технического диагностирования.

Рис.2. Алгоритм технического диагнострования

136


Выводы Представлены задачи технического диагностирования шахных метанономе-

тров при неразрушающем контроле. Разработан алгоритм диагностирования поэтапных проверок экспертами

стареющей метанометрической техники.


1. Техническая диагностика. Термины и определения. ГОСТ 20911-89. 2. Приборы шахтные газоаналитические. Общие технические требования. 3. ДСТУ(ГОСТ) 24032-80. 4. Григорьев А.В. О неоднозначности понимания и употребления терминов техни ческой діагнос-

тики. С6. Трудов научно-технической конференции «Энергосистема: управление, качество, без-опасность» / А.В. Григорьев, В.Н. Осотов. – Екатеринбург: Издательство УГТУ-УПИ, 2001. – С. З85-388.

5. Медведев В.Н. Методология освидетельствования шахтной метанометрической техники / В.Н.Медведев.

6. Анализаторы метана термокаталитические: АТ1-1; АТ3-1. Руководство по эксплуатации. 7. Козлов Б. Справочник по расчёту надёжности / Б. Козлов, И. Ушаков. – Москва: Советское ра-дио, 1975.

8. Автоматическая газовая защита и контроль рудничной атмосферы. 9. Карпов Е.Ф., Биренберг И.Э., Басовский Б.И. – Недра, 1984. 10. Надёжность технических систем. Санкт-Петербургский государственный аграрный универ-

ситет. – Санкт -Петербург, Пушкин. – 2010.


В.А. Федiн

ПОДАЛЬШЕ ВДОСКОНАЛЕННЯ ТЕХНIЧНОГО ДIГНОСТУВАННЯ ШАХТНОЇ МЕТАНОМЕТРИЧНОI ТЕХНIКИ

Надiйне та безпечне функцiонування гiрничного обладнення залежiть вiд його технiчного стану, для пiдтримки якого вiдповiдно до нормативно - технiчноi документацii застосовуються рiзнi системи кон-тролю за станом технiки у виробничiй експлуатацii. У статтi наведенi матерiали технiчного дiаг-ностування шахтноi метанометричної технiки, яка вiдпрцювала розрахунковий термiн служби, при не-руйнiвному контролi, розроблений алгоритм дiагностичних впливiв на вироби, якi обстежуються, поета-пне виконання операцi експертами.

Ключові слова: гірниче обладнання, метанометрична техніка, діагностування, термін служби, експерт

V.A. Fedin

FURTHER IMPROVEMENT OF MINING METHANOMETRIC EGUIPMENT TECHNICAL DIAGNOSIS

Reliable and safe functioning of the mining eguipment depends on its serviceability status, vanous insitu ma-chinery status monitoring systems being used to maintain. The article presents NDT results of technical diagno-sis for mining methanometric eguipment that had worked out its estimated servis life, reports on the developed diagnosis algorithm for the eguipment tested and stepwise diagnostic procedure performed by the experts.

Keywords: mining eguipment, methanometric eguipment, diagnosis, servis life, expert

137


УДК 621.1

С.Л. БУКИН (канд. техн. наук, доц.) С.Г. МАСЛОВ (аспирант) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

ПРОМЫШЛЕННЫЕ ИСПЫТАНИЯ МНОГОВИБРАТОРНОГО ИНЕРЦИОННОГО ВИБРОГРОХОТА СВЕРХТОНКОГО ГРОХОЧЕНИЯ

Статья посвящена разработке вибрационного многовибраторного грохота для тонкого грохоче-

ния углесодержащих шламов. Приведены результаты промышленных динамических и технологических испытаний грохота. Установлены значительные преимущества грохота с бигармоническим режимом ра-боты по сравнению с грохотом с гармоническим режимом.

Ключевые слова: вибрационный грохот, инерционный вибровозбудитель, бигармонический режим, сверхтонкое грохочение

Введение. В Украине накоплено 3176 млн. т отходов угольной промышлен-

ности, из которых 87426 тыс. т – потенциальные топливные ресурсы [1]. Только в Донецкой области находится более 170 млн. т балансовых шламов с зольностью не более 45%, забалансовых первой категории – более 13,5 млн. т с зольностью не более 60% и забалансовых второй категории – более 15,5 млн. т с зольностью 70…75% [2].

При углеобогатительных фабриках Украины находятся 35 илонакопителей общей вместимостью 129 млн. м3, которые занимают площадь 1800 га и содержат 114 млн. т шламов, преимущественно отходов флотации зольностью от 45 до 75 % [3].

В последнее десятилетие эти техногенные угольные месторождения Украи-ны активно разрабатываются. Чаще всего технологическая схема включает в себя земснаряд, транспортирующий пульпу на виброгрохоты мокрого сверхтонкого грохочения, на которых происходит разделение исходного материала на два про-дукта: илистую часть (класс менее 0,1…0,12 мм) и органическую часть (класс крупнее 0,1…0,12 мм). В некоторых случаях рекомендуется проводить классификацию по круп-ности 40…50 мкм [1, 4]. После обезвоживания на осадительных центрифугах угле-содержащая фракция готова к отправке потребителю. Отдельные мини-фабрики предусматривают комплекс обезвоживания илистой фракции, но большинство - сбрасывают этот продукт опять в илонакопители. Обогащение такого труднообога-тимого сырья современными техническими средствами малоэффективно.

Как показывают многочисленные исследования и практика обогащения, с увеличением концентрации в исходной гидросмеси тонкодисперсных частиц эф-фективность мокрого грохочения углей по крупности менее 100…200 мкм резко снижается. Значительная часть тонкодисперсного материала остается в надрешет-ном продукте грохота вследствие налипания на более крупных частицах, а также слипания (коагуляции) частиц между собой. Поэтому повышение эффективности мокрого грохочения углей с высоким содержанием тонкодисперсных частиц явля-ется актуальной научно-технической задачей.

Основная часть. В последние годы наблюдается заметный интерес к испо-льзованию полигармонических колебаний (частный случай - бигармонических) ви-брационных машин для интенсификации технологических процессов переработки полезных ископаемых. Установлено [5, 6], что полигармонические колебания имеют несомненные преимущества по сравнению с гармоническими при использо-вании в вибрационных машинах для операций грохочения, отсадки, концентрации на столах, измельчения, транспортирования и многих других. Одним из наиболее простых способов возбуждения бигармонических колебаний является применение

© Букін С.Л., Маслов С.Г., 2014

138


нескольких дебалансных вибровозбудителей, вращающихся с разными угловыми скоростями. В работе [7] разработана математическая модель виброгрохота инер-ционного типа с четырьмя произвольно установленными на рабочем органе вибромашины мотор-вибраторами. В результате численного моделирования коле-бательной системы установлено [8], что исследуемая динамическая схема, кроме традиционной возможности регулирования амплитуд колебаний рабочего органа по каждой гармонике путем изменения статических моментов масс соответствую-щих вибровозбудителей и регулирования их угловых скоростей вращения (напри-мер, при помощи электронного преобразователя частоты), дополнительно позволя-ет регулировать амплитудные значения виброускорений вдоль горизонтальной и вертикальной осей X и Y путем изменения направления действия высокочастотных вибровозбудителей (рис. 1).

100 80 60 40 20 0 20 40 60 80 10020

28.75

37.5

46.25

55

63.75

72.5

81.25

90

UxUy

Рис. 1. Зависимости составляющих виброускорения центра массы короба виброгрохота от угла между направлением действия возбуждающей силы высокочастотного

вибровозбудителя и горизонтом

На основании выполненных исследований были разработаны технико-экономические требования на экспериментальный образец одномассового бигар-монического виброгрохота для тонкой и сверхтонкой классификации угольных шламов [9]. В качестве базы для экспериментального образца грохота выбран се-рийно выпускаемый вибрационный грохот ГЛКВ-1500, получивший широкое применение при переработке угольных шламов. Грохот нового типа изготовлен ООО «НПК «УкрВиброМаш».

Вибрационный грохот ГЛКВ-1500/3000 (рис. 2) состоит из короба 1 с просе-ивающей поверхностью 2, установленного на раме 3 при помощи опорных виброи-золяторов 4. Низкочастотный вибровозбудитель 5, состоящий из двух одновальных дебалансных вибровозбудителей, жестко закреплен на коробе и создает направ-ленную возбуждающую силу под углом 45 град к горизонту. Оба дебалансных ви-бровозбудителя, вращающихся в противоположные стороны, приводятся во вра-щения от двух асинхронных электродвигателей 6, 7 через лепестковые упругие муфты. На боковинах короба в центре массы колебательной системы закреплен с возможностью изменения положения относительно горизонтальной оси высоко-

Модуль амплитуды

ускорения

, м/с

2

Угол между направлением действия возбуждающей силы высокоча-стотного вибровозбудителя и горизонтом, град

139


частотный вибровозбудитель 8, основой которого являются мотор-вибраторы ОАО «Ярославский завод «Красный маяк» (РФ).

Мотор-вибраторы типа ИВ-11-50Н укомплектованы плавно регулируемыми дебалансами, статический момент которых может изменяться в диапазоне 0…10,26 кг×см (0…90%) для режима работы S1 и 10,26…11,4 кг×см (90…100%) для режима работы S3 60%. Изменяя соотношение частот вращения вибровозбудителей, вели-чины статических моментов масс высокочастотного и низкочастотного вибровоз-будителей и угол между направлениями возбуждающих сил, можно получить раз-нообразные бигармонические колебания, оптимизируя их для решения конкретных технологических задач.

Рис. 2. Вибрационный грохот ГЛКВ-1500/3000

На стадии разработки конструкторской документации был проведен поиск патентной и научно-технической информации, в результате анализа существующе-го уровня техники была подана заявка на предполагаемое изобретение. По итогам экспертизы был получен патент Украины [10].

Рассматриваемая конструктивная схема отличается простотой, низкой тру-доемкостью изготовления и достаточной надежностью. Предполагается, что виб-рогрохоты нового типа будут иметь существенные преимущества перед грохотами с гармоническим режимом работы при сверхтонкой классификации полезных ис-копаемых.

Для выявления преимуществ и недостатков натурного образца виброгрохота нового типа были проведены комплексные промышленные испытания. Испытания экспериментального образца бигармонического виброгрохота ГЛКВ-1500/3000 осуществлялись в производственных условиях на установке по очистке объеди-ненного хвостохранилища ЦОФ «Самсоновская», ЦОФ «Дуванская», ЦОФ «Сухо-

4 3

8

7

6

5

2

1

140


дольская» (г. Краснодон) на операции разделения углесодержащего шлама по гра-ничной крупности 0,1 мм.

В ходе динамических испытаний фиксировались следующие показатели: – виброускорения колебаний короба грохота по трем взаимно перпендикуля-

рным осям в установившемся режиме в трех точках короба грохота, расположен-ных на продольной оси просеивающей поверхности в загрузочной, средней и раз-грузочной частях машины;

– амплитуды колебаний короба грохота в тех же точках при пуске и выбеге грохота.

Виброускорения колебаний короба грохота измерялись при варьировании угловой скорости высокочастотного вибровозбудителя, а ткже при изменении угла между направлением действия возбуждающей силы высокочастотного вибровоз-будителя и горизонтом.

Плавное регулирование частоты вынуждающей силы второй гармоники обе-спечивалось при помощи микропроцессорного преобразователя частоты L300Plus фирмы HITACHI (Япония). Регулирование амплитуд колебаний короба грохота осуществлялось путем изменения статического момента дебалансных масс низко-частотного вибровозбудителя и мотор-вибраторов (высокочастотного вибровозбу-дителя). Частота вращения низкочастотного вибровозбудителя (первой ступени) оставалась постоянной.

Регистрация виброускорений в точках измерения производилась при помо-щи универсального регистратора и анализатора вибраций «VibroDon-3», предназ-наченного для оперативной записи и анализа сигналов вибрационного поля в лабо-раторных и промышленных условиях.

В ходе предварительных экспериментов установлено, что угловые поворот-ные колебания (галопирование) короба относительно центра масс системы практи-чески отсутствуют. Поэтому регистрация вибрационных характеристик произво-дилась только в одной точке короба.

На рис. 3 приведены виброграммы ускорения, скорости и перемещения центра массы короба в рабочем режиме (частота бигармонического режима 25/50 Гц) вдоль вертикальной оси, а на рис. 4 – спектральный гармонический ана-лиз. Как видно из виброграмм ускорения, максимальная величина достигает 10g (вибрационный датчик учитывает ускорение свободного падения - график симмет-ричен относительно оси, проходящей через ординату 1g). Колебания негармониче-ского характера, активно воздействуя на обрабатываемый материал, создают бла-гоприятные условия для удаления «трудных» зерен из ячеек сита и обеспечивают перемешивание зерен в слое надрешетного продукта. Это положительно отражает-ся на качественно-количественных результатах процесса сверхтонкого грохочения шламов.

а)

141


б)

в) Рис. 3. Виброграммы ускорения (а), скорости (б) и перемещения (в)

центра массы короба виброгрохота в рабочем режиме

Рис. 4. Результаты спектрального гармонического анализа

Основной целью промышленных технологических испытаний явилось:

определение технологических показателей работы бигармонического виброгрохота при сверхтонком разделении углесодержащих шламов и выявление технологичес-ких преимуществ разделения в бигармоническом поле колебаний по сравнению с гармоническим.

В ходе промышленных испытаний изучались следующие показатели: – эффективность, производительность, засорение продуктов грохочения и

влажность надрешетного продукта в зависимости от ряда динамических и техноло-гических факторов;

– долговечность основных узлов грохота и конструкции в целом; – состояние просеивающей поверхности: срок службы, забивание отверстий

сита «трудными» зернами и пр. Во время технологических испытаний отбирались пробы исходного матери-

ала, надрешетного и подрешетного продуктов, после обработки которых рассчиты-

142


валось содержание класса -100 мкм в исходном материале, подрешетном и надре-шетном продуктах. Эффективность грохочения определялась по известной фор-муле 1) [11]:

410 ,100

E

(1)

где , β, ν – содержание нижнего класса в исходном материале, подрешетном и надрешетном продуктах.

Количественная оценка процесса грохочения производилась по общей прои-зводительности грохота, определяемой путем заполнения емкости известного объ-ема за фиксируемое время (объемная производительность). После выделения твер-дой фазы рассчитывалась общая и удельная производительность по твердому.

Фактическая модернизация серийного грохота ГЛКВ-1500 позволила на но-вом грохоте беспрепятственно осуществить сравнительные испытания по разделе-нию практически одного и того же шлама в условиях гармонического режима (для этого был просто отключен высокочастотный вибровозбудитель).

В результате испытаний виброгрохота нового типа установлено следующее. Грохот способен выполнять сверхтонкое мокрое грохочение углесодержа-

щих шламов с эффективностью 80…90 % и производительностью 60 м3/ч (14 т/ч по твердому). Удельная производительность соответственно составила 16 м3/ч×м2 (3,7 т/ч×м2). При той же эффективности разделения производительность серийно выпускаемого высокочастотного виброгрохота ГЛКВ-1500 составляет 35 м3/ч (8 т/ч по твердому). Таким образом при тех же показателях качества разделения грохот ГЛКВ-1500/3000 имеет производительность почти в два раза выше.

Грохот прост в эксплуатации, не требует особых усилий для освоения об-служивающим персоналом и может быть альтернативой многим серийным высо-кочастотным грохотам с моногармоническим режимом работы, достаточно широко используемых для целей сверхтонкого грохочения.

Для дальнейшего совершенствования грохота предполагается установить на коробе промывочные желоба, расположить ступенчато карты сит и применить вы-сокоэффективные струйные брызгала [12]. Целесообразно провести сравнительные испытания просеивающих поверхностей разного типа.

В результате использования виброгрохота ГЛКВ-1500/3000 на установке по переработке углесодержащего шлама объединенного хвостохранилища ЦОФ «Сам-соновская», ЦОФ «Дуванская», ЦОФ «Суходольская» (г. Краснодон) производите-льность увеличилась на 80%, что существенно снизило себестоимость переработ-ки. Экономический эффект от использования грохота ГЛКВ-1500/3000 составил 179,2 тыс. грн./год (в ценах 2013 года).

Выводы Проведенные промышленные испытания принципиально нового вибрацион-

ного грохота с бигармоническим режимом позволили установить динамические и технологические преимущества машины по сравнению с серийными.

В ходе динамических испытаний зафиксировано, что максимальная величи-на ускорения короба достигает 10g. Колебания негармонического характера актив-но воздействуют на обрабатываемый материал, создавая благоприятные условия для удаления «трудных» зерен из ячеек сита и перемешивания зерен в слое надре-шетного продукта. Это положительно отражается на качественно-количественных

143


результатах процесса сверхтонкого грохочения шламов. Так, в ходе технологичес-ких испытаний на операции сверхтонкого мокрого грохочения углесодержащих шламов получены эффективность разделения 80…90 % и производительность 60 м3/ч (14 т/ч по твердому). Удельная производительность соответственно соста-вила 16 м3/ч×м2 (3,7 т/ч×м2 по твердому). При той же эффективности разделения производительность серийно выпускаемого высокочастотного виброгрохота ГЛКВ-1500 составила 35 м3/ч (8 т/ч по твердому).

Для дальнейшего совершенствования грохота предполагается установить на коробе промывочные желоба, расположить ступенчато карты сит, применить вы-сокоэффективные струйные брызгала и просеивающие поверхности нового типа (например, трехмерное сито Pyramid Derrick Corporation, США).


1. Вторичные ресурсы твердого топлива Украины / Г.Г. Пивняк, П.И. Пилов, А.С. Кирнарский, В.В. Кочетов // Сб. “Обогащение полезных ископаемых”. – Днепропетровск: 1998. – Вып. №1 (42). – С. 3-9.

2. Хмеленко И.П. Анализ объемов, состава и способов переработки шламов углеобогатительных фабрик / И.П. Хмеленко // Геотехническая механика: Межвед. сб. науч. тр. ИГТМ НАН Украины. – Днепропетровск. – 2009. – Вып. №82. – С. 176-181.

3. Федоров В.И. Состояние и проблема развития углеобогащения Украины / В.И. Федоров, И.П.Курченко, А.А. Золотко // Уголь Украины. – 1999. – №8. – С. 13-17.

4. Надутый В.П. Тонкое вибрационное грохочение при переработке угольных шламов / В.П. Надутый, А.Ф. Нагорский, А.И. Шевченко // Геотехническая механика: Межвед. сб. науч. тр. ИГТМ НАН Украины. – Днепропетровск. – 2005. – Вып. №58. – С. 176-181.

5. Интенсификация технологических процессов вибромашин путем реализации бигармонических режимов работы / С.Л. Букин, С.Г. Маслов, А.П. Лютый, Г.Л. Резниченко / Збагачення ко-рисних копалин: Наук.-техн. зб. – 2009. – Вип. 36 (77) - 37 (78). – С. 81-89.

6. Шевченко Г.А. Поличастотные грохоты для разделения тонких сыпучих материалов / Г.А.Шевченко, В.Г. Шевченко, А.Р. Кадыров // Збагачення корисних копалин: Наук.-техн. зб.– 2009. – Вип. 38(79). – С. 44-50.

7. Букин С.Л. Динамическая модель бигармонического виброгрохота нового типа / С.Л. Букин, С.Г. Маслов // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Випуск 16 (142), серія гірничо-електромеханічна. – Донецьк: ДВНЗ «ДонНТУ», 2008. – С. 51-56.

8. Букин С.Л. Исследование четырехвибраторной инерционной одномассовой вибромашины в стационарном режиме / С.Л. Букин, С.Г. Маслов, Р.А. Шолда.

9. Букин С.Л. Разработка высокоэффективного виброгрохота с бигармоническим режимом рабо-ты для тонкой классификации угольных шламов / С.Л. Букин, А.Н. Корчевский, С.Г. Маслов // Збагачення корисних копалин: Наук.-техн. зб. – 2010. – Вип. 41 (82) - 42 (83). – С. 121-126.

10. Патент України на винахід №86267. Інерційний грохот / С.Л. Букін, С.Г. Маслов, О.П. Лютый// Заявка № а 2007 04711 В07В1/40, 27.04.2007 г. Дата публікації 10.04.2009, бюл. №7.

11. Андреев С.Е. Дробление, измельчение и грохочение полезных ископаемых, 3 изд. / С.Е. Ан-дреев, В.А. Перов, В.В. Зверевич. – М.: Недра, 1980. – 415 с.

12. Маслов С.Г. Инновационные решения в области тонкого грохочения сыпучих материалов / С.Г. Маслов // Машиностроение и техносфера: сб. трудов XVII международной научно-технической конференции. – Донецк. – 2010. – С. 169-171.


С.Л. Букін, С.Г. Маслов

ПРОМИСЛОВІ ВИПРОБУВАННЯ БАГАТОВІБРАТОРНОГО ІНЕРЦІЙНОГО ВІБРОГРОХОТА НАДТОНКОГО ГРОХОТІННЯ

Стаття присвячена розробці вібраційного багатовібраторного грохоту для тонкого грохотіння вуглевміс-них шламів. Наведено результати промислових динамічних і технологічних випробувань грохоту. Вста-

144


новлено значні переваги грохоту з бігармонійним режимом роботи порівняно з грохотом з гармонійним режимом.

Ключові слова: вібраційний грохот, інерційний віброзбудник, бігармонійний режим, надтонке грохотіння

S.L. Bukin, S.G. Maslov

INDUSTRIAL TESTS OF THE INERTIAL SCREEN WITH MANY INERTIAL VIBRATION EXCITERS FOR FINE SCREENING

The article is devoted to development of vibrating screen for fine screening coaly waste. The results of dynamic industrial and technological tests of thunder. A significant advantage of the screen with a biharmonic mode of operation compared to rumble with harmonic mode.

Keywords: vibrating screen; inertial vibration exciter; biharmonic mode; fine screening

145


УДК 622.235.53

И.В. ФИЛАТОВА (канд. техн. наук, доц.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

АНАЛИЗ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ПОРОДНОГО ОТВАЛА

ШАХТЫ ВОСХОД

В статье рассмотрены вопросы, связанные с изменением геометрической формы породного отва-ла и температурной съемке. В статье приведены схемы изменения формы отвала в течение времени. Вы-полнен анализ и построение зон горения (изотерма 80о), для которых использованы данные температур-ной съемки на глубине 0,5 м. Образование зон горения обусловлено технологией формирования отдель-ных участков породного отвала

Ключевые слова: породный отвал, температура, интенсивности горения, технология форми-рования.

Введение. Шахта Восход расположена в северо-восточной части г. Снежное

в поселке Красный Октябрь, на границе между Донецкой и Луганской областями (рис.1).

Рис.1. Схема расположения шахты Восход Вскрытие шахтного поля осуществлено тремя наклонными стволами. Шах-

той отрабатывались пласты h3, h6, h61, h8. Отработка запасов начата в 1931 году. До

1971 года шахта имела название "шахта №22". В 2002 году шахта закрыта на осно-вании приказа Минуглепрома Украины. В настоящее время отработку оставшихся целиков осуществляет частная шахта Юнион-углегазодобыча.

Формирование насыпного породного отвала начато в 1930 году породой от проведения подготовительных выработок как террикона с канатной откаткой в ва-гонетках. Отвал располагается на площадке с перепадом высот 10-12 м. Непосред-ственной почвой отвала служит слой глины мощностью около 3 м. После 1945 года направление откатки было несколько изменении и, такая схема складирования по-роды использовалась до второй половины шестидесятых годов. В то время форма отвала представляла два сопряженных террикона высотой 91 и 31 м (рис.2). Пло-щадь отвала составляла 7,3 га.

© Філатова І.В., 2014 146


Рис.2. Схема породного отвала перед переформированием (на 01.01.1965) Переформирование отвала было выполнено путем срезки вершины основно-

го террикона до высоты 70 м и обрезки основания в северо-западной части. Пере-мещение срезаемой породы производилось по всему периметра боковой поверхно-сти. Во время выполнения работ по переформированию отвала складирование по-роды от подрезки основания и от проведения подготовительных выработок произ-водилось в северной части, в результате чего была сформирована плоская часть высотой до 15 м (рис.3). В результате всех работ площадь отвала увеличилась до 8,6 га.

Рис.3. Схема породного отвала после переформирования (на 01.01.1980) После окончания работ по переформированию отвала складирование породы

производилось в южной части при помощи автотранспорта. До момента прекраще-ния горных работ была сформирована плоская часть высотой до 34 м (рис.4), об-щая площадь отвала составила 10,6 га.

147


Рис.4. Схема породного отвала при прекращении его эксплуатации Обычно считается, что через 7-12 лет после окончания эксплуатации горя-

щие отвалы переходят в категорию негорящих [1]. Однако фактическое состояние конкретного отвала должно быть определено специальными исследованиями, что подтверждается результатами температурной съемки.

Породный отвал шахты Восход был сформирован в различное время с испо-льзованием различных технологий складирования породы. После прекращения эк-сплуатации на отвале можно выделить четыре основных участка:

– первоначальный террикон высотой 31 м, сформированный за период 1930-1942 годы, с подрезанным основанием в северо-западной части, частично засыпан-ным основанием породой основного террикона в южной части и частично засы-панным основанием плоской частью.

– основная часть породного отвала высотой 70 м представляет усеченный террикон. Во время переформирования боковая поверхность по всему периметру была перекрыта породой от срезки вершины террикона толщиной слоя 5-6 м. Затем основание этого отвала перекрывается более поздним складированием породы на плоских отвалах в северной и южной части. В проекте ликвидации шахты высота отвала принята 60 м [1], а на топографических картах всех масштабов – 70 м. Не-однозначность определения высоты отвала обусловлена различными подходами к учету рельефа подстилающей поверхности. При этом следует учитывать, что высо-та используется для определения размера механической защитной зоны [2] и рас-чету выбросов вредных веществ из породных отвалов [3].

– плоский отвал в северной части высотой до 15 м носил вспомогательный характер

– плоский отвал в южной части высотой до 34 м использовался для склади-рования породы после переформирования основного террикона.

Температурные съемки, выполненные после прекращения эксплуатации по-родного отвала, показали, что на трех участках их четырех происходят процессы горения.

Для анализа и построения зон горения (изотерма 80о) были использованы данные температурной съемки на глубине 0,5 м. Это обусловлено тем, что замеры

148


температуры на глубине 2,5 м производятся в тех точках, где температура пород на глубине 0,5 м находится в диапазоне 45-80о [4].

Отсыпка породы на участке №1 была прекращена более 60 лет назад. Тем не менее, в 2006 году температура пород в зоне горения составила 492о (табл.1).

Таблица 1 – Результаты температурных съемок

Схема расположения зон горения

Дата замера

Темпер возду-ха, град

Участок отвала

Макс темпер пород, град

К-во очагов горения

Пло-щадь оча-гов, м2

19.10.2004 12-19

1 415 3 515

2 517 14 4383

3 15 - -

4 398 5 199

Всего 517 22 5097

08.10.2005 11-14

1 381 3 460

2 675 15 4560

3 15 - -

4 321 6 112

Всего 675 24 5132

29.08.2006 27-29

1 492 3 470

2 693 12 5765

3 26 - -

4 238 6 227

Всего 693 21 6162

149


Продолжение таблицы 1

Схема расположения зон горения

Дата замера

Темпер возду-ха, град

Участок отвала

Макс тем-пер

пород, град

К-во очагов горения

Пло-щадь оча-гов, м2

16.10.2007 16-17

1 300 1 399

2 733 11 5534

3 16 - -

4 223 6 204

Всего 733 18 6137

18.09.2009 16-17

1 249 1 295

2 715 9 5628

3 15 - -

4 166 7 193

Всего 715 17 6116

Эксплуатация участка №2 была прекращена около 30 лет назад, и он был по-

двергнут значительному переформированию. В тоже время это наиболее интенси-вно горящая часть отвала, когда температура пород в 2007 году достигла 733о. При этом если точка с максимальной температурой горения в 2004 годы находилась на северной бровке плоской части, то в последующие годы она переместилась на се-редину участка бывшего рельсового пути.

Расположение зон горения и их направленность на этих участках позволяют сделать предположение, что изменение теплового состояния и самовозгорание по-род обусловлено проведенными работами по переформированию отвала.

Ожидать образования зон горения на участке №3 было маловероятно. Высо-та отсыпки не превышает 15 м, при этом значительная часть отсыпанных пород была уже перегоревшей.

Зоны горения на действующем до последнего времени плоском участке №4 расположены на верхней бровке. Максимальная температура 398о пород была за-фиксирована в 2004 году, т.е. практически сразу после прекращения его эксплуа-тации. В дальнейшем происходит постепенное снижение интенсивности горения.

150


Выводы Геометризацию форм породных отвалов для последующей оценки качест-

венного и количественного состава насыпного породного массива необходимо производить с учетом времени и технологии их формирования.

Образование зон горения обусловлено технологией формирования отдель-ных участков породного отвала.

Продолжительность процесса горения породных отвалов может значительно превосходить 7-12 лет.

Переформирование породных отвалов приводит к изменению теплового со-стояния и интенсификации процесса горения.


1. Гавриленко Ю.Н. Техногенные последствия закрытия угольных шахт Украины / Ю.Н. Гаври-ленко, В.Н. Ермаков, Ю.Ф. Кренида, О.А. Улицкий, В.А. Дрибан. – Донецк: НОРД-ПРЕСС, 2004. – 631 с.

2. Сборник инструкций к Правилам безопасности в угольных шахтах, т.2. – Киев. – 2003. – 285 с. 3. СОУ-П 10.1-00174102.007:2008. Викиди шкідливих речовин з породних відвалів. Надано чин-

ності наказом Мiнiстерства вугільної промисловості України від 29.12.2008 №676. 4. НПАОП 10.0-5.37-04 Инструкция по предупреждению самовозгорания, тушению и разборке

породных отвалов. Утверждено приказом Государственного комитета Украины по надзору за охраной труда от 26.10.2004 г. №236.


І.В. Філатова

АНАЛІЗ ГЕОМЕТРИЧНИХ ПАРАМЕТРІВ ПОРОДНОГО ВІДВАЛУ ШАХТИ СХІД

У статті розглянуто питання, пов'язані зі зміною геометричної форми породного відвалу і температурної зйомки. У статті наведено схеми зміни форми відвалу протягом часу. Виконаний аналіз і побудова зон горіння (ізотерма 80о), для яких використані дані температурної зйомки на глибині 0,5 м. Утворення зон горіння обумовлено технологією формування окремих ділянок породного відвалу.

Ключові слова: породний відвал, температура, інтенсівність горіння, технологія формування

I.V. Filatova

ANALYSIS OF THE GEOMETRIC PARAMETERS OF THE DUMP MINE SUNRISE

In the article the questions connected with change of the geometrical form of the dump and temperature shooting. The article contains the schema change the shape of the blade over time. The analysis and construction of burning zones (isotherm 80о), which used temperature data of the survey on the depth of 0,5 m. Formation of zones of burning due to the technology of the formation of separate plots of the dump.

Keywords: dump, temperature, the intensity of the fire, forming technology

151


УДК 622.411.51

В.И. ГОЛИНЬКО (д-р техн. наук, проф.) Д.В. САВЕЛЬЕВ (аспирант) Государственное высшее учебное заведение «Национальный горный университет», г. Днепропетровск

ОБРАЗОВАНИЕ И РАСПРОСТРАНЕНИЕ ВЫСОКОДИСПЕРСНЫХ ПЫЛЕВЫХ АЭРОЗОЛЕЙ ПО ГОРНЫМ ВЫРАБОТКАМ ПРИ ВЕДЕНИИ ВЗРЫВНЫХ РАБОТ

Рассмотрен процесс распространения тонкодисперсной пыли, образованной в результате произ-

водства взрывных работ при проведении подготовительных выработок. Согласно теории движения аэро-дисперсных систем и на основании решения дифференциального уравнения турбулентной диффузии взвешенных в вентиляционном потоке частиц пыли получена теоретическая зависимость, позволяющая определять концентрацию мелкодисперсной пыли на любом расстоянии от источника пылеобразования по длине тупиковой выработки в период ее проветривания с учетом утечек воздуха из вентиляционного трубопровода.

Ключевые слова: взрывные работы, подготовительные выработки, концентрация мелкодис-персной пыли, турбулентная диффузия взвешенных частиц пыли.

В условиях мгновенных источников выделения примесей (производство взрывов,

внезапные выбросы и др.) в горную выработку за весьма короткий промежуток времени выбрасывается пылегазовое облако, на которое действует свободная струя воздуха, вы-ходящего из вентиляционного трубопровода. Примеси (пыль и газы), находящиеся вне границ свободной струи, проникают в воздушную среду за счет турбулентной диффу-зии и таким образом происходит перемешивание, и интенсивный вынос пылегазовых примесей из призабойной части выработки [1, 2]. Пыль и продукты взрыва, распро-страняясь по горным выработкам, ухудшают санитарно-гигиенические показатели руд-ничной атмосферы на рабочих местах. Для уменьшения запыленности рудничной атмо-сферы при проведении горных выработок буровзрывным способом используют раз-личные способы снижения пылеобразования при производстве взрывов. Для определе-ния эффективности применяемых способов и средств снижения пылеобразования при выполнении взрывных работ необходимо определять концентрацию пыли на любой длине тупиковой выработки в течение всего времени проветривания с учетом утечек воздуха из вентиляционного трубопровода, что возможно на основании закономерно-стей аэромеханики вентиляционных потоков в горных выработках шахт.

Согласно теории взвешенных частиц в турбулентном вентиляционном потоке характер их движения в горных выработках определяется спектром пульсаций, харак-терных для турбулентных потоков [7]. Турбулентные пульсации характеризуются ве-личиной скорости и расстояниями, на протяжении которых они претерпевают заметные изменения. Эти расстояния называются масштабом движения. Самые быстрые пульса-ции имеют и самый большой масштаб движения. Так, например, при турбулентном движении в канале наибольший масштаб пульсаций совпадает с диаметром канала, а скорость пульсаций – с максимальным значением скорости в центре канала. Такие крупномасштабные пульсации заключают в себе основную долю кинетической энергии турбулентного движения и осуществляют перенос субстанции.

Вертикальное распределение частиц в горизонтальном потоке с учетом действия гравитационного поля определено Н.А. Фуксом. Рассматривая равновесие процессов осаждения частиц под действием силы тяжести и перехода их в верхние слои потока под влиянием турбулентной диффузии, он получил следующее уравнение распределе-ния частиц по высоте:

© Голінько В.І., Савельєв Д.В., 2014

152


t

ey

D

y

С

С ln , (1)

где C – концентрация частиц у дна канала, мг/м3; Cy – концентрация на высоте y, мг/м3; y – высота канала, м; υe – скорость осаждения частиц в спокойном воздухе, м/с; Dt – коэффициент турбулентной диффузии, м2/с.

75,0044,0 RеDt , (2)

где Re – число Рейнольдса; v – кинематическая вязкость воздуха, м2/с.

Из уравнений (1) и (2) следует, что

75,00044,0exp

Rе

yCC e

y

(3)

Расчеты, выполненные по уравнению (3) для выработки площадью попереч-

ного сечения 8 м2, показывают, что при скорости воздушного потока 0,25–0,3 м/с и диаметре кварцевых частиц до 5 мкм концентрация аэрозоля по высоте остается практически неизменной. Экспериментальные исследования, выполненные В.В. Не-диным и О.Д. Нейковым, подтверждают справедливость данных расчетов [3]. Сле-довательно, кварцевые частицы с диаметром до 5 мкм в таких потоках полностью увлекаются вихревыми массами, и действие силы тяжести в удалении от стенок выработок пренебрежимо мало по сравнению с действием аэродинамических сил.

В шахтах по мере удаления от источников пылевыделения запыленность во-здуха уменьшается. Это явление объясняется осаждением частиц пыли на поверх-ность (бока, кровлю и почву) выработок. Наблюдения показывают, что пыль осаж-дается на поверхности выработок как при малых, так и при больших скоростях ве-нтиляционной струи. Так, например, в рудных шахтах имеет место накопление пыли в вентиляционных выработках, где скорость движения воздуха достигает 5–7 м/с. Осаждение пылевых частиц в турбулентном потоке возможно под влияни-ем гравитационных сил, диффузионных процессов и инерционных сил. Анализ те-оретических и экспериментальных исследований [5], показывает, что в турбулент-ном потоке на достаточном удалении от стенок частицы полностью увлекаются пульсациями и их перемещение в направлении течения и по сечению потока опре-деляется главным, образом динамическими параметрами потока. Гравитационные силы на перемещение мелкодисперсных частиц влияния почти не оказывают. Под-считано, что в горизонтальной выработке при скорости вентиляционной струи бо-лее 0,2 м/с осаждение пыли с размерами частиц менее 10 мкм под действием гра-витационных сил практически исключено [3]. Таким образом, можно утверждать, что различие в процессах турбулентного переноса твердых частиц и молекул газа зависит от степени дисперсности пыли и для высокодисперсных систем этим раз-личием можно пренебречь, без ущерба для точности практических расчетов. При сравнении картины движения взвешенных частиц и молекул газа в турбулентном потоке следует исходить из общих уравнений механики турбулентного движения многокомпонентных сред.

153


Получение теоретической зависимости, позволяющей определять концент-рацию мелкодисперсной пыли (< 10 мкм) на любом расстоянии от источника пы-леобразования по длине тупиковой выработки в период ее проветривания с учетом утечек воздуха из вентиляционного трубопровода возможно на основании диффе-ренциального уравнения турбулентной диффузии.

После взрывания процесс проветривания длинных тупиковых выработок при нагнетании в них свежего воздуха по трубопроводу заключается в непрерывном растяжении и деформации пылевого облака по выработке за счет поступления но-вых порций воздуха (рис. 1) [2].

Рис. 1. Схема деформации и растяжения пылевого облака в тупиковой выработке при нестационарном процессе поступления пыли и нагнетательном способе проветривания.

По мере движения пылевого облака от забоя, происходит разжижение пыли,

а, следовательно, и изменение ее концентрации по длине горной выработки. На степень разжижения пылевого облака оказывают также влияние утечки воздуха из вентиляционного трубопровода. Кроме того, по мере движения пылевого облака, часть пыли осаждается в выработке, что также влияет на изменение ее концентра-ции. Следовательно, на изменение концентрации пыли по длине выработки оказы-вают влияние два основных процесса: деформация и растяжение пылевого облака за счет дебита свежего воздуха, а также осаждение пыли из облака за счет сил тур-булентной диффузии, носящих пульсационный характер с непрерывным изменени-ем вектора и детерминированных сил с постоянным направлением и модулем (си-лы гравитационного осаждения, силы сопротивления, аэродинамические силы вен-тиляционного потока). Таким образом, общее изменение концентрации мелкодис-персной витающей пыли, обусловленное суммарным воздействием вышеуказанных сил, определится из выражения

xCxCxС QT , (4)

где СТ и СQ – соответственно, изменения концентрации витающей пыли по длине выработки, обусловленные явлением турбулентной диффузии и увеличением рас-хода воздуха в выработке, мг/м3.

Соотношение указанных сил различно для частиц разной массы, определяе-мой ее размером (диаметром) и квазиплотностью (отношением аэродинамически активного объема частицы к ее массе). Также на соотношение сил оказывают влия-ние скорость воздушного потока или первые производные координат по времени [5]. В пределах рассматриваемой задачи определения концентрации мелкодисперсной витающей пыли (≤ 10мкм), влиянием детерминированных сил можно пренебречь без ущерба для точности. То есть принимаем, что данные фракции пыли являются

154


турбулентно осаждаемыми частицами, для которых сила веса полностью компен-сируется аэродинамическими силами и ускорение свободного падения меньше либо равно ускорению, придаваемому частице подъемными аэродинамическими силами.

Турбулентная диффузия приводит к непрерывному обмену частицами между элементарными объемами воздуха (молями), поэтому координата Y для произволь-ной частицы может импульсивно измениться как в сторону уменьшения, так и в сторону увеличения [5]. Интегрально действие сил турбулентной диффузии напра-влено на выравнивание концентрации примесей в условном объеме воздуха, при этом частицы мелких фракций пыли распределяются практически равномерно по сечению выработки.

Экспериментальные данные последнего периода [5] с детализированным пофракционным анализом процессов осаждения пыли указывают на то, что масса осажденной пыли (витающих фракций) прямо пропорциональна скорости потока воздуха. В этом случае возрастает амплитуда турбулентных пульсаций, объем вы-носимой тонкой пыли в «осаждаемую» область увеличивается. Силы сцепления частиц с поверхностью (в диапазоне υвозд < υкр) достаточны для удержания турбу-лентно осажденных частиц, поэтому тонкие фракции, управляемые только силами диффузии, осаждаются более интенсивно с ростом скорости потока воздуха.

Для турбулентно осаждаемых фракций пыли изменение концентрации в дифференциальной форме по длине описывается уравнением [5]

,dxkC

dCx

T

T (5)

где k –отношение массы витающей монодисперсной пыли в рассматриваемом эле-ментарном объеме выработки к массе осажденной пыли на единице площади.

Решение уравнения (5) для двух произвольных сечений, отнесенных на расс-тояние ∆х с учетом известной концентрации в начальной точке С0, дает зависи-мость изменения концентрации фракций аэрозоля, подверженных процессам толь-ко турбулентного осаждения:

xТ xkCxС exp0 (6)

где C0 – концентрация пыли в призабойной зоне, мг/м3

Уравнение (6) определяет процесс убывания концентрации монодисперсного аэрозоля, находящегося в состоянии витания, т.е. когда g!< 0 для рассмотренных размеров частиц.

Для определения концентрации пыли с учетом деформации пылевого облака математически задача может быть представлена следующим образом.

В цилиндрической системе координат, начало которой, расположено в плос-кости нагнетательного трубопровода (рис. 1), предполагается, что в начальный момент времени (t = 0) концентрация пыли является функцией радиуса выработки, т. е. С = С0 φ(r).

Принимаем допущение, что на поверхность выработки (r =R) витающая пыль не оседает. Скорость движения воздуха (υ) принимается равной среднему ее значению на рассматриваемом участке. Концентрация пыли за пределами приза-бойной зоны (х = 0) зависит от радиуса выработки и изменяется по экспоненте

155


rfl

tCС

зQ

exp0 ,

С учетом принятых допущений изменение концентрации витающей пыли

можно описать уравнением турбулентной диффузии:

2

2

2

21

r

c

r

c

rD

x

cDAC

x

c

t

c QQr

Qx

QQ

с условиями однозначности: СQ(0, r, x) = C0φ(r); СQ(t, r, 0) = C0φr exp(˗ υt/lз):

0,,

r

xRtСQ

Величина, учитывающая изменение концентрации витающей пыли за счет

утечек воздуха из вентиляционного трубопровода определяется на основании вы-ражения:

xQ

QQA

н

нк ,

где Qн ˗ количество воздуха, поступающее в призабойное пространство, м3/с; Qк ˗ количество воздуха в начале горной выработки, м3/с.

Применяем метод конечного интегрального преобразования Ханкеля в виде:

drrIxrtrCxtСR

QQ 0

0,,,,

с формулой обращения

1

20

022

,,,0,,,i

iQ

i

iQQ xtC

RI

rI

R

rxtC

R

rxrtС

,

Из уравнения исключаем переменную r. Используем также интегральное преобразование Лапласа по переменной t в

следующем виде:

dtxtCptxpС QQ

0

,,exp,,

При помощи таблиц [4] выполняем переход к оригиналу по переменной t. Указанные преобразования дают решение задачи в безразмерной форме:

156


FoBkdyyIyy

FoPe

Fo

xerfcxPeFo

Pe

Fo

xerfcdyyIyy

FokBFokBPe

Fo

xerfcxkB

Pe

FokBPe

Fo

xerfcxkB

Pe

FoxPe

dyyIyyFI

yI

FoPe

Fo

xerfcxPeFo

Pe

Fo

xerfcBFodyyy

FoBPe

Fo

xerfcxB

Pe

FoBPe

Fo

xerfcxB

Pe

FoxPe

dyyyFBFodyyyС

С

ii

i

iii

ii

ii

i

i

Q

21

00

1

00

222

22

22

22

1

1

002

0

0

1

0

22

22

1

0

1

00

exp2

22exp

22

exp424

exp

424exp

2exp

22exp

22exp

424exp

424exp

2expexp2

(7)

где Fo и Pe – соответственно, критерии Фурье и Пекле; 2R

tDFo x ;

xD

RPe

;

x

r

D

Dk ;

R

llx зT ;

R

ry ;

xD

ARB

2

; xз D

R

l

2 ; Rii ; 0C

ry

;

0C

rfyF .

Перед началом взрывных работ, когда вредные примеси в подготовительной

выработке отсутствуют С (0, y, x) = Φ(y) = 0. Экспериментальные исследования [3] показали, что концентрация витающей

пыли по высоте выработки остается практически неизменной, следовательно, мож-но допустить, что поток турбулентной диффузии направлен лишь в направлении оси x. Тогда F(x) = 1 и решение (7) может быть представлено в следующем виде:

FoBPe

Fo

xerfcxB

Pe

FoBPe

Fo

xerfcxB

PeFox

PeCCQ

424exp

424exp

2exp

2

1

22

22

0

(8)

157


Величина В в выражениях (7) и (8) определяется из формулы:

xн

нк

x xDQ

RQQ

D

ARB

22

S – площадь поперечного сечения горной выработки, м2. Степень изменения концентрации витающей пыли в призабойном простран-

стве зависит от активности свободной струи, обусловленной величиной расхода воздуха выходящего из конца вентиляционного трубопровода и характеризуется величиной β определяемой из выражения:

зx

н

lSD

RQ 2

.

На основании выражений (4), (6) и (8), изменение концентрации мелкодис-

персной витающей пыли по длине проветриваемой горной выработки, с учетом влияния действующих сил, можно выразить следующей зависимостью:

FoBPe

Fo

xerfcxB

Pe

FoBPe

Fo

xerfcxB

Pe

FoxPe

CxkCxC x

424exp

424exp

2exp

2

1exp

22

22

00

Начальная запыленность воздуха С0 в пределах зоны отброса продуктов

взрыва определяется по формуле [6]:

в

cшПо K

KflKС , (9)

где KП − коэффициент пропорциональности (KП = 60 для начальной максимальной запыленности и KП = 20 − для средней запыленности); Kс − коэффициент, завися-щий от способа взрывания (при электровзрывании Kс = 0,5, при огневом способе Kс = 1,0); Kв − коэффициент, зависящий от обводненности пород и выработки (для сухого забоя Kв = 0,5; для забоя с влажными породами или искусственным ороше-нием Kв =1,0; для забоя со слабым притоком и небольшим капежом Kв = 2,0; для обводненного забоя с обильным капежом или внутренней водяной забойкой Kв = 3,0), f − коэффициент крепости пород по шкале проф. М. М. Протодьяконова; lш − средняя длина шпура, м.

При взрывании по слоистым и трещиноватым породам в формулу (9) вноси-тся поправка 0,7−0,9. При взрывании в вертикальных стволах, наклонных вырабо-тках и в восстающих вносится соответствующая поправка, равная 0,1; 0,5 и 0,1.

158


Выводы Таким образом, в работе рассмотрен процесс распространения тонкодисперсной

пыли образованной в результате производства взрывных работ при проведении подго-товительных выработок. Предложенная теоритическая зависимость, основанная на за-кономерностях аэромеханики вентиляционных потоков в горных выработках шахт, позволяет определить концентрацию пыли на любой длине тупиковой выработки в те-чение всего времени проветривания. Данная зависимость учитывает также утечки воз-духа из вентиляционного трубопровода. Результаты работы могут быть использованы для уменьшения запыленности рудничной атмосферы и улучшения санитарно-гигиени-ческих показателей на рабочих местах при проведении горных выработок буровзрыв-ным способом.


1. Аэрология горных предприятий / К.З. Ушаков, А.С. Бурчаков, Л.А. Пучков, И. И. Медведев. – М.: Недра, 1987. – 421 c.

2. Милетич А.Ф. Рудничная и промышленная аэрология / А.Ф. Милетич, И. М. Яровой, В.А. Бой-ко. – М.: Недра, 1972. – 248 с.

3. Недин В.В. Борьба с пылью на рудниках / В.В. Недин, О.Д. Нейков. – М.: Недра, 1965. – 216 с. 4. Диткин В.А. Справочник по операционному исчислению / В.А. Диткин, А.Я. Прудников – М.: Высшая школа, 1965. – 346 с.

5. Романченко С. Б. Пылевая динамика в угольных шахтах / С.Б. Романченко, Ю.Ф. Руденко, В.Н. Костеренко. – М.: Изд-во «Горное дело» ООО «Киммерийский центр», 2011. – 256 с.

6. Янов А.П. Защита рудничной атмосферы от загрязнений / А.П. Янов, В.С. Ващенко. – М.: Недра, 1977. – 287 с.

7. Ксенофонтова А. И. Теория и практика борьбы с пылью в угольных шахта / А.И. Ксенофонтова, А.С. Бурчаков. – М.: Недра, 1965. – 227 с.


В.І. Голінько, Д.В. Савельєв

УТВОРЕННЯ ТА ПОШИРЕННЯ ВИСОКОДИСПЕРСНИХ ПИЛОВИХ АЕРОЗОЛІВ ПО ГІРНИЧИХ ВИРОБКАХ ПРИ ВЕДЕННІ ВИБУХОВИХ РОБІТ

Розглянуто процес поширення тонкодисперсного пилу, утвореного в результаті виробництва вибухових робіт при проведенні підготовчих виробок. Згідно теорії руху аеродисперсних систем і на підставі рі-шення диференціального рівняння турбулентної дифузії зважених у вентиляційному потоці частинок пилу отримана теоретична залежність, яка дозволяє визначати концентрацію дрібнодисперсного пилу на будь-якій відстані від джерела пилоутворення по довжині тупикової виробки в період її провітрювання з урахуванням витоків повітря з вентиляційного трубопроводу.

Ключові слова: вибухові роботи, підготовчі виробки, концентрація дрібнодисперсного пилу, турбулент-на дифузія зважених часток пилу.

V.I. Golinko, D.V.Saveliev

FORMATION AND EXTENSION SUPERFINE DUST AEROSOLS IN MINE WORKINGS FOR BLASTING OPERATIONS

The process of distributing fine dust formed due to the blasting operations while driving development workings is considered. According to the theory of the movement of the aerodispersive systems and on the basis of solving differential equation of turbulent diffusion of the dust particles weighted within ventilation flow, theoretical dependence enabling to determine concentration of the fine dust at any distance from the dust source along the length of the blind drift at the moment of its ventilation taking into account air leak from the air duct is obtained.

Keywords: blasting operations, development workings, concentration of the fine dust, turbulent diffusion of the weighted dust particles.

159


УДК 622.2

Е.Н. ГРИЩЕНКОВА (магистрант) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

ОЦЕНКА ТОЧНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ЭЛЕКТРОННОГО ТАХЕОМЕТРА ДЛЯ НАБЛЮДЕНИЙ ЗА СДВИЖЕНИЕМ ЗЕМНОЙ ПОВЕРХНОСТИ

Взамен традиционной технологии систематических инструментальных наблюдений на маркшей-

дерских наблюдательных станциях отдают предпочтение современной технологии, основанной на ис-пользовании электронных тахеометров. В работе проведен анализ точности съемки электронным тахео-метром и оценена степень соответствия требованиям нормативных документов. Для этого выполнена математическая оценка точности определения длин интервалов и превышений и сделаны выводы отно-сительно возможности использования методики и диапазона ее применения.

Ключевые слова: инструментальные наблюдения, допустимая точность, современный метод, электронный тахеометр, математическая оценка точности.

Существующая методика инструментальных наблюдений на маркшейдерс-

ких наблюдательных станциях предусматривает периодическое проведение ниве-лирования реперов профильных линий и измерение длин интервалов между репе-рами с помощью стальных рулеток. Выполнение измерений по данной методике отличается высокой трудоемкостью и требует значительных затрат времени. В со-временной маркшейдерской практике набирает силу тенденция применять взамен данной новую методику, основанную на использовании электронного тахеометра, в соответствии с которой длины интервалов и превышения вычисляются по полу-ченным в результате съемки пространственным координатам.

Применение электронных тахеометров не гарантирует достижения требуе-мой точности при вычислении длин и превышений, на основании чего возникает необходимость выполнения математической оценки точности, которая учитывает погрешности определения координат, и позволяет подобрать конфигурацию съе-мочного обоснования, способствующую минимизации ошибок. Это дает возмож-ность установить, соответствует ли современная методика требованиям норматив-ных документов, и составить рекомендации к расположению съемочных точек и проектированию полигонометрических ходов.

Съемка электронным тахеометром выполняется в соответствии со схемой, представленной на рис. 1, где электронным тахеометром непосредственно измеря-ются горизонтальные углы i, вертикальные углы δi и расстояния Si от точки стоя-ния P0 до реперов T1, T2 … Tn.

Рис. 1. Схема съемки электронным тахеометром

© Грищенкова К.М., 2014160


Согласно Инструкции [1], расхождения в длине интервалов между реперами не должно превышать 1:10000, а расхождение в суммах превышений между пря-мым и обратным ходами (в мм) не должно быть более 15 , где L – длина хода в одном направлении, км.

Оценка точности выполняется посредством анализа погрешностей длин и превышений, рассчитываемых как средние квадратические ошибки функций обще-го вида.

Погрешности определения координат определяются по формулам

где , , – средние квадратические погрешности (СКП) определения коор-

динат точки; , , – СКП координат точки стояния; – СКП измерения

длин; , , – СКП дирекционного угла исходного направления, горизонта-

льного и вертикального углов; , – СКП измерения высоты инструмента и ви-зирования.

С учетом погрешностей определения координат находятся ошибки опреде-ления длин и превышений между соседними реперами 1 и 2:

где – СКП определения расстояния между реперами; – СКП определения

превышения между реперами; , , – координаты репера i. Основная задача исследования – минимизация погрешностей, которая сос-

тоит в подборе оптимального места расположения съемочной точки относительно реперов наблюдательной станции.

Для подбора оптимального места расположения были смоделированы четы-ре профильных линии с интервалами 5, 10, 20 и 25 м между реперами. Точка стоя-ния размещается напротив репера в середине профильной линии. Стартовая вели-чина кратчайшего расстояния до линии составляет 5 м; затем это расстояние уве-личивается на 5 м. Для учета рельефа и оценки погрешностей превышений каждый расчет проводится для четырех вариантов углов наклона: 0°, 5°, 10° и 15°. Во всех расчетах учтено выполнение съемки тремя приемами. В качестве исходных данных были использованы средние квадратические ошибки измерений углов и длин, соо-тветствующие характеристикам электронного тахеометра Sokkia Set 530 RK3, где точность измерения углов 5", и точность измерения расстояний ±2 мм + 2 ppm на призму.

Таким образом, расчет точности выполнен для 320 вариантов конфигураций наблюдательной станции. Анализ относительных погрешностей определения длин показал их зависимость от расстояния между тахеометром и профильной линией (погрешности растут с увеличением расстояния) и интервала между реперами (по-грешности уменьшаются с увеличением интервала). Анализ погрешностей превы-

161


шений показал, что изменение угла наклона в пределах 15° оказывает незначите-льное влияние на СКП (изменение не более 0,1 мм); интервал между реперами в пределах профильной линии не имеет влияния на СКП; видимое влияние оказыва-ет изменение расстояния между съемочной точкой и профильной линией.

На рис. 2 отражена зависимость между максимальной относительной погре-шностью длины и расстоянием от съемочной точки до среднего репера профиль-ной линии. Точки кривых подписаны в соответствии с максимальным количеством снимаемых точек с учетом погрешностей длин и превышений (в скобках приведе-но количество точек с учетом исключительно погрешностей длин).

Рис. 2. Зависимость погрешностей от расстояния до профильной линии

Выводы В результате проведения эксперимента были установлены условия примене-

ния электронного тахеометра, при которых погрешности определения расстояний и превышений между реперами наблюдательных станций удовлетворяют требова-ниям нормативных документов, и учет которых рекомендован при выполнении съемки. Рекомендуемые условия проведения съемки приведены в таблице 1.

Таблица 1 – Рекомендуемые условия при определении расстояний между реперами

Интервал между репе-рами, м

Количество снимаемых

точек

Расстояние до про-фильной линии, м

5 3 15-20 10 5 25-35

20 10 10-70 20 10-25

25 10 10-100 18 10-80

162



1. Инструкция по наблюдениям за сдвижением горных пород, земной поверхности и подраба-тываемыми сооружениями на угольных и сланцевых месторождениях: Утв. Минуглепром СССР 30.12.87. – М.: Недра, 1989. – 96 с.

2. ГСТУ 101.00159226.001 – 2003. Правила підробки будівель, споруд і природних об’єктів при видобуванні вугілля підземним способом. – Введ. 01.01.2004. – К., 2004. – 128 с.


К.Н. Грищенкова

ОЦІНКА ТОЧНОСТІ ЗАСТОСУВАННЯ ЕЛЕКТРОННИХ ТАХЕОМЕТРІВ ДЛЯ СПОСТЕРЕЖЕНЬ ЗА ЗРУШЕННЯ ЗЕМНОЇ ПОВЕРХНІ

Замість традиційної технології систематичних інструментальних спостережень на маркшейдерських спо-стережних станціях віддають перевагу сучасній технології , заснованої на використанні електронних та-хеометрів. У роботі проведено аналіз точності зйомки електронним тахеометром і оцінена ступінь відпо-відності вимогам нормативних документів. Для цього виконана математична оцінка точності визначення довжин інтервалів і перевищень і зроблено висновки щодо можливості використання методики і діапазо-ну її застосування.

Ключові слова: інструментальні спостереження, допустима точність, сучасний метод, електронний та-хеометр, математична оцінка точності.

EN Grishchenkova

EVALUATION OF ACCURACY FIELD STATION FOR MONITORING SUBSIDENCE SURFACE

Instead of the traditional technology of systematic instrumental observations on surveying observation stations prefer modern technology based on the use of electronic total station . The paper analyzes the accuracy of total station survey and evaluated the degree of compliance with regulatory requirements . To do this mathematical estimation accuracy of the determination of the interval lengths and elevations and conclusions concerning the use of the methodology and scope of its application .

Keywords: instrumental observations, riding precision, modern method, an electronic instrument, mathematical estimation accuracy.

163


УДК 622.27.001.57

В.И. СТРЕЛЬНИКОВ (канд. техн. наук, проф.) И.Г. ВОРХЛИК (канд. техн. наук, проф.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

КОМПЬЮТЕРНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ И ВЫБОР РАЦИОНАЛЬНОЙ СИСТЕМЫ

РАЗРАБОТКИ ТОНКОГО И СРЕДНЕЙ МОЩНОСТИ ПОЛОГОГО ПЛАСТА

Изложена методика анализа и синтеза систем разработки угольного пласта как сложной техно-

логической системы. Система представлена двумя блоками –«выемочный участок» и «подготавливаю-щие выработки». Блок «выемочный участок» представлен 3 узлами - каждый из которых может быть выполнен в виде от 4 до 8 взаимозаменяемых модулей. Блок «подготавливающие выработки» может быт представлен 4 модулями, но технологически связанными с модулями узлов блока «выемочный участок». Множество возможных вариантов системы разработки представляется множеством путей графа, модели-рующего сложную технологическую систему. Разработана и реализована компьютерная модель затрат при всех возможных в заданных условиях вариантах системы разработки в пределах выемочной ступени.

Ключевые слова: система разработки, стоимостные параметры, параметры системы разработки, моделирование

При проектировании развития горных работ на действующей шахте, так и

при проектировании новой шахты одним из основных этапов является выбор раци-ональной системы разработки угольного пласта.

Система разработки угольного пласта это сложная технологическая система, представляемая комплексом очистных и подготовительных выработок в их техно-логической увязке между собой. Такое определение общепринято, вошло в учеб-ники по горному делу, однако, по нашему мнению в рассматриваемой задаче, оно должно дополняться фразой «и с подготавливающими выработками». Последнее не только уточняет сущность, но и величины удельных затрат на добычу 1 тонны угля, что делает более объективным критерий истинности, используемый при при-нятии решений. Многообразие технически возможных вариантов этой сложной си-стемы требует больших затрат времени на выбор наилучшего варианта. Компьюте-рное моделирование, предложенное в этой работе, поможет с минимальными за-тратами времени решить задачу.

Цель работы – конструктивное изложение методики анализа, синтеза сис-

тем разработки, компьютерной программы расчета их показателей и выбора эко-номически наиболее приемлемого из возможных вариантов на примере отработки тонкого и средней мощности пологого угольного пласта.

Анализ технологической системы. Рассматриваемая технологическая сис-тема состоит из крупных технологических блоков, которые представлены техно-логическими узлами, каждый их которых может иметь определенный вид исполне-ния, т.е. определенный модуль. Вид модуля узла зависит от свойств, присущих данному узлу. Исследование сложных технологических систем проводится путем их анализа (расчленение на отдельные элементы) и последующего синтеза техно-логической системы.

Как цельный, технологически определенный комплексе горных выработок, система разработки тонкого и средней мощности пологого пласта представляется двумя крупными блоками (рис.1):

– Блок 1 – комплекс горных выработок, определяющих систему разработки внутри выемочного участка;

© Стрельніков В.І., Ворхлик І.Г., 2014 164


– Блок 2 – комплекс подготавливающих горных выработок данного пласта за пределами выемочного участка, обеспечивающий работу этого участка (для случая погоризонтной подготовки – это комплекс магистральных штреков, при этажной и панельной подготовке – это комплекс наклонных выработок).

Рис. 1. Блоки системы разработки, узлы и их свойства (характеристики) при этажной

или панельной подготовке пласта. Рассмотрим эти блоки последовательно. Блок 1 – выработки выемочного участка. Для случая, когда выемочный участок представлен только двумя выемоч-

ными выработками и лавой, вид технологической схемы системы разработки опре-деляется тремя основными технологическими узлами:

1. Узел примыкания эксплуатируемого выемочного участка к отработанному выемочному участку.

2. Узел сопряжения лавы с вентиляционной выработкой. 3. Узел сопряжения лавы с транспортной выработкой. Каждый из названных узлов характеризуется следующими свойствами: Узел 1. Характеризуется размером угольного целика между смежными вые-

мочными участками. Могут иметь место следующие 4 варианта исполнения узла: – размер целика больше величины зоны стационарного опорного давления отработанной лавы;

– размер целика меньше величины зоны стационарного опорного давления отработанной лавы;

– вентиляционная выработка нового выемочного участка проведена впри-сечку к выработанному пространству (размер целика от 0 до 4 м);

165


– повторное использование подготовительных выработок. В данном случае в качестве вентиляционной выработки нового выемочного участка исполь-зуется транспортный штрек предыдущего выемочного участка.

Узел 2. Этот узел характеризуется следующими свойствами: – Направлением движения воздушной струи вдоль лавы (от транспортной выработки к вентиляционной или наоборот);

– Временем сооружения выработки (проводится вместе с лавой или прове-дена заранее);

– Погашением или сохранением выработки после прохода лавы; – Направлением движения основной воздушной струи вдоль выработки (в сторону выработанного пространства или в сторону угольного массива);

Узел 3. Характерными свойствами этого узла являются: – Направление движения воздушной струи вдоль лавы (от транспортной вы-работки к вентиляционной или наоборот);

– Временем сооружения выработки (проводится вместе с лавой или прове-дена заранее);

– Направление транспортного потока угля по транспортной выработке (в сторону выработанного пространства или в сторону угольного массива);

– Погашение или сохранение выработки после прохода лавы; – Направление движения основной воздушной струи по выработке (в сторо-ну выработанного пространства или в сторону угольного массива).

Одновременно возможные сочетания указанных свойств в одном узле опре-

деляют вид модулей данных узлов. Таким образом, выемочный участок, как блок сложной системы, представля-

ется тремя узлами, каждый их которых может быть выполнен из взаимозаменяе-мых модулей:

– Узел примыкания к старым горным работам – 4 модуля; – Узел сопряжения лава-вентиляционная выработка – 8 модулей;

– Узел сопряжения лава-транспортная выработка – 8 модулей. Образы модулей представлены на рис. 2 для случаев работы лавами по прос-

тиранию пласта и по восстанию пласта. Нетрудно представить, что аналогичный вид будут иметь модули узлов выемочного участка и при направлении подвигания лавы по падению пласта. Принципиально вид модуля остается таким же и при про-ведении выработок полевыми.

Рассмотрим возможные технически сочетания модулей этих узлов. Матрица возможных сочетаний модулей сопряжений лавы с транспортной и

с вентиляционной выработкой показана на рисунке 3 (закрашенные ячейки матри-цы), из которого следует, что при разработке тонкого и средней мощности полого-го пласта длинными очистными забоями теоретически возможны 32 варианта со-четаний, т.е. 32 технологические схемы систем разработки.

Сочетания модулей узлов 1 (транспортный) и 1 (вентиляционный) характер-но для сплошной системы разработки, сочетание модулей узлов 2 (транспортный) и 2 (вентиляционный) - соответственно для столбовой системы разработки. Оста-вшиеся 30 вариантов относятся к вариантам комбинированной системы разработки (независимо от вида модуля узла 1).

166


Рис. 2. Модули узлов выемочного участка а) – при работе лавами по простиранию пласта, б) – при работе лавами по восстанию пласта

Нумерацию схем систем разработки, представленных матрицей рисунка 1,

условимся производить по схеме: номер модуля лава-транспортная выработка, точка, номер модуля лава-вентиляционная выработка. Так, вариант столбовой си-стемы разработки запишется как 2.2.

Условимся нумеровать варианты модулей сопряжения лавы с вентиляцион-ной выработкой следующим образом: номер основного модуля сопряжения лава-вентиляционная выработка, точка, номер модуля примыкания вентиляционной выработки к отработанному участку.

Нумерация варианта системы разработки, представленного матрицей рис.3 с учетом возможных вариантов примыкания выемочного участка к старым работам выглядит как: номер модуля лава-транспортная выработка, точка, номер модуля лава-вентиляционная выработка, точка, номер модуля примыкания вентиляцион-ной выработки к отработанному участку.

167


Рис. 3. Матрица сочетаний модулей узлов сопряжения лавы с участковыми выработками

Так номер варианта сплошной системы разработки с оставлением между ярусами целика угля с размерами более величины зоны стационарного опорного давления имеет вид 1.1.1, а вариант столбовой системы разработки с повторным использованием транспортной выработки в качестве вентиляционной имеет вид 2.2.4.

Блок – выработки за пределами выемочного участка. Эти выработки не являются определяющими для характеристики системы

разработки, но без них невозможно функционирование системы разработки и установление величины затрат на угледобычу.

Независимо от схемы горных выработок, определяющих систему разработ-ки, при панельном или этажном способе подготовки шахтного поля в центе панели (шахтного поля) сооружают комплекс центральных наклонных выработок (уклон и два ходка), лебедочные камеры, приемные площадки (узел 1, рис. 1). 1

Отдельные варианты систем разработки требуют наличия наклонных выра-боток на флангах панели (шахтного поля). Речь идет о случаях, когда фланговая выработка необходима либо для целей проветривания лавы (подача или выдача во-здуха), либо для целей проведения выработок в новом выемочном участке. Таким образом, узел 2 «фланговые выработки» может иметь место, а может и отсутст-вовать.

Итак, разделив комплекс горных выработок, определяющих систему разра-ботки, на блоки и узлы и условившись, какими взаимозаменяемыми модулями мо-гут быть представлены узлы этого комплекса, мы провели анализ системы разра-ботки с точки зрения технологии ее исполнения, т.е. «расчленения целого на сос-

1 При погоризонтной подготовке – это магистральные подготавливающие выработки.

168


тавные части». Анализ является необходимым условием последующего синтеза комплекса горных выработок из возможных модулей узлов.

Синтез вариантов системы разработки. Система разработки, как сложная технологическая система, синтезируется из модулей ее узлов.

На рисунке 4 приведен граф возможных сочетаний различных модулей узлов системы разработки одиночными длинными лавами при панельном или этажном способе подготовки шахтного поля.

Уровни графа соответствуют узлам системы разработки, номера вершин графа – номерам вариантов модулей соответствующего узла, дуги графа указыва-ют на возможное сочетание узлов. Любой путь на графе от начальной вершины Н до конечной вершины К соответствует определенному варианту системы разра-ботки.

Рис. 4. Граф возможных технологических решений вариантов системы разработки

Стратегия математической модели затрат при выборе системы разработки

Каждый отдельно взятый вариант системы разработки, если он технически приемлем и отвечает всем требованиям безопасности – это один из элементов сложной системы угледобычи данного пласта. И для этой сложной технологичес-кой системы необходимо установить экономически наиболее выгодный элемент. Как известно, основной метод исследования сложной системы – моделирование. В данном случае речь идет об экономико-математическом моделировании, целью ко-торого является выбор из множества вариантов экономически наиболее целесооб-разного при соблюдении всех требований безопасности работ.

Статической моделью системы разработки является граф. Для случая разра-ботки пласта одиночными лавами при панельной или этажной подготовке граф представлен на рисунке 4.

169


Поскольку назначением угольной шахты в конечном итоге является получе-ние прибыли от реализации добытого угля, основным критерием оптимизации сис-темы разработки является ее экономичность, т.е. минимально возможные затраты на добычу 1 т угля. Однако, при этом обязательным требованием к системе разра-ботки, как было подчеркнуто выше, является безопасность работ при ее приме-нении.

Выбирая из множества технически возможных вариантов системы разработ-ки наилучший вариант, необходимо принимать тот вариант, который удовлетворя-ет обоим требованиям – безопасности и экономичности.

Если каждой вершине (дуге) графа поставить в соответствие затраты, име-ющие место на данном участке угледобычи, то длина пути на графе (сумма значе-ний всех вершин графа на данном пути) и будет являться величиной искомого кри-терия. Далее задача сводится к нахождению такого пути на графе, длина которого наименьшая.

Если затраты, поставленные в соответствие каждой вершине (дуге) графа, представить в виде математических зависимостей от природных, технических и тарифно-ценовых факторов – такой граф буде представлять собой экономико-математическую, т.е. динамическую модель системы разработки.

Для определения стратегии разработки экономико-математической модели необходимо прежде всего определиться с понятием «параметры модели системы», т.е. количественные и качественные характеристики.

Качественной характеристикой варианта системы разработки является схе-ма выработок, присущая данному варианту системы разработки Качественная характеристика системы разработки определяет ее количественные характеристи-ки, т.е. ее параметры. Природные и тарифно-ценовые данные не являются параме-трами системы разработки, но являются факторами, их определяющими.

Одним из основных количественных параметров системы разработки явля-ется возможная нагрузка на лаву, которая в свою очередь зависит как от схемы выработок данной системы разработки (определяет схему проветривания участка), так и величины газовыделения из пласта, пластов-спутников и боковых пород, те-хнического обеспечения угледобычи в лаве, транспортного оборудования выемоч-ного участка.

Величина нагрузки на лаву влияет на затраты непосредственно в очистном забое, затраты на транспорт угля как по участковым, так и панельным (магист-ральным) выработкам. От этой величины в конечном итоге зависит и способ тран-спортировки угля по участковым выработкам (при малых нагрузках на участковую выработку часто более экономичным оказывается рельсовый транспорт угля, а не конвейерный). Последний в свою очередь, наряду с нагрузкой на лаву и газовыде-лением на участок, влияет на размеры поперечного сечения участковых выработок и, следовательно, на затраты по их проведению и поддержанию. Нагрузка на лаву определяет скорость ее подвигания, а, следовательно время поддержания как учас-тковых, так панельных (магистральных) выработок, что сказывается на величине затрат на их ремонт.

Итак, первым параметром конкретного варианта системы разработки, кото-рый должен быть установлен в процессе моделирования, является величина нагру-зки на лаву. Для каждого варианта системы разработки эта величина определяет-ся по двум факторам: по технической возможности оборудования и по условиям проветривания лавы.

В качестве допустимой нагрузки на лаву по техническим возможностям оборудования принимается нормативная нагрузка, определяемая по методике

170


ДонУГИ [2], или величина нагрузки на лаву, рассчитанная по методике ИГД им. А.А. Скочинкого [3].

Следовательно, при решении задачи установления удельных затрат при лю-бой системе разработки необходимо в качестве исходных данных знать: способ выемки в лаве (комбайн и индивидуальная крепь, струг и индивидуальная крепь, комбайн и механизированная крепь, струг и механизированная крепь), тип вые-мочного оборудования и вид крепи.

Нагрузка на лаву по возможностям проветривания должна определяться по методике МакНИИ [4] на основании данных о фактическом газовыделении в лаву-аналог (работающая лава данного пласта).

Длина лавы является исследуемым параметром модели, т.е. при моделиро-вании этот параметр является независимой переменной и при ее изменении в опре-деленном диапазоне модель должна дать возможность установить экономически наиболее целесообразное значение длины лавы. При этом необходимо стремиться к оптимальному значению коэффициента готовности оборудования при его работе в соответствующих условиях [10].

Зная величину нагрузки на лаву и параметры лавы (длина, мощность пласта, плотность угля и т.д.) определяется суточное и месячное подвигание лавы.

Важным параметром системы разработки является сечение участковых под-готовительных выработок.

Сечение участковых выработок не определяет вид системы разработки, но

оказывает существенное влияние на затраты по проведению и поддержанию выра-боток. Этот параметр является производным от варианта системы разработки по следующим причинам:

– Нормативные документы [11, п. 5.1.3] требуют проведения участковых выработок таким сечением, чтобы за срок службы выработки не требова-лось ее перекрепление. В различных вариантах системы разработки, в за-висимости от скорости проведения штрека и скорости подвигания лавы, выработка должна служить разные сроки, следовательно, величина сме-щений пород в выработку (опускание кровли выработки), будут различны. Это говорит о том, что величина сечения выработки при ее проведении за-висит от вида системы разработки.

– Величина сечения выработки зависит от величины выноса конвейерной головки в выработку, а это является следствием принятого варианта сис-темы разработки (проведен ли штрек заранее или он проводится за лавой, сохраняется ли выработка после прохода лавы или она погашается).

– Минимальная величина сечения выработки определяется видом транспор-тного оборудования выработки, а оно зависит от величины суточной на-грузки на лаву (при малых нагрузках часто экономичнее использовать ре-льсовый транспорт а не конвейерный). Нагрузка же на лаву на газовых шахтах зависит от схемы проветривания выемочного участка, т.е. , в конце концов, от вида системы разработки.

При моделировании системы разработки исходным для конкретного вариан-та должна быть величина сечения штреков в свету после осадки, которая удовлет-воряет требованиям Правил Безопасности относительно величины зазоров между транспортным оборудованием и крепью и величиной прохода для рабочих [9, c. 201-203] и относительно минимально и максимально допустимой скорости возду-шной струи в выработке [9, c. 54, 207].

171


По вычисленной величине необходимой ширины выработки в свету после осадки устанавливается ближайшее большее типовое сечение выработки и прове-ряется по допустимой величине скорости воздушной струи. В целях удовлетворе-ния условиям «безремонтного» (без перекрепления) поддержания выработок опре-деляется минимально необходимая величина податливости крепи [7]] и сечение выработки при ее проведении.

Итак, определив с учетом влияния природных и ценово-тафифных факто-ров, качественных параметров варианта системы разработки такие переменные па-раметры, как нагрузка на лаву и сечения участковых выработок, можно определить скорость подвигания лавы, скорость проведения участковых выработок и перехо-дить к вычислению (моделированию) затрат, соответствующих вершинам (дугам) графа, показанного на рис. 4.

Принцип определения удельных затрат по отдельным звеньям угледобычи

при экономико-математическом моделировании Рассмотрим принцип установления величины затрат (индексов вершин/дуг

графа) при моделировании. Уровни графа 1 и 2 (рис. 4) Узлы примыкания проектируемого выемочного участка к старым горным работам (к ранее отработанному выемочному

участку) и сопряжения лавы с вентиляционной выработкой Затраты на этом уровне представляются затратами на проведение и поддер-

жание вентиляционной выработки (вентиляционного штрека). Вид модуля примы-кания к старым работам учитывается в затратах на поддержание и проведение вен-тиляционного штрека и в величине коэффициента извлечения угля на выемочном участке. В общем виде выражение для определения затрат записывается как

iпотi

уч

iвш

iуч

охрвшi

iвш

iвшi

1 cZ

R

Z

KKjc

,грн/т (1)

где i – номер варианта сочетания модулей сопряжения лава-вентиляционная вы-работка и примыкание к старым работам. Максимальное значение величины i в данном случае 32.

i1с – удельные затраты i-го варианта сочетания модулей сопряжения лава-

вентиляционная выработка и примыкание к старым работам, грн/т iвшK – затраты на проведение участкового вентиляционного штрека, грн (ес-

ли при проведении выработки необходимы вспомогательные выработки, например скаты, просеки и т.д., стоимость их проведения включается в величину i

вшK ) охвшiK – затраты на сооружение средств охраны вентиляционного штрека, грн iвшR – затраты на поддержание вентиляционного штрека для i-го варианта, грн iучZ - прмышленные запасы выемочного участка, т

iвшj – булева переменная, принимающая значение 0 при повторном использо-

вании транспортной выработки в качестве вентиляционной и 1 – при проведении вентиляционной выработки в каждом выемочном участке,

iпотc – удельная величина затрат от потерь угля в целиках между выемоч-

ными участками, грн/т Затраты на проведение и сооружение средств охраны 1 м выработки зависят

от величины необходимого минимального сечения выработки, величины податли-вости крепи, способа проведения выработки (комбайн или БВР), способа охраны

172


выработки и многих других факторов. Вычисление затрат проводится на основа-нии стоимостных параметров [6], которые позволяют учесть все влияющие техни-ческие, природные и тарифно-ценовые факторы.

Уровень графа 3 . Наклонные выработки Затраты на этом уровне (как пример при отработке уклонных выемочных

ступеней – наиболее характерная ситуация на действующих шахтах Донбасса) - это затраты на проведение, поддержание и транспорт по наклонным панельным выработкам (центральным и фланговым). К панельным подготовительным вырабо-ткам относятся уклон, ходки при уклоне, фланговые ходки, лебедочные камеры, приемные площадки у уклона.

iпен

iпан

iпан

iпан

iпан

iпанi

2 Z

ΣG

Z

ΣR

Z

ΣKc , грн/т (2)

Рассмотрим порядок вычислений составляющих формулы (2).

iпанΣK – суммарные затраты на проведение уклона и центральных ходков,

фланговых ходков, приемных площадок, лебедочных камер, iпанR – суммарные затраты на поддержание наклонных панельных выработок,

iпанΣG – суммарные затраты на транспорт угля по уклону и вспомогатель-

ный транспорт по центральным и фланговым ходкам, грн iпанZ – промышленные запасы панели, т

Независимо от системы разработки в центре панели проводится уклон и два ходка. Наличие фланговых ходков определяется видом системы разработки.

Уровень графа 4 – Сопряжение лавы с транспортной выработкой.

Затраты этого уровня складываются из затрат на проведение iтшK и подде-

ржание iтшR транспортного штрека, сооружение средств охраны транспортного

штрека тшiохрK , транспорт угля и вспомогательный транспорт на выемочном участке

iучg , внутрилавные затраты на добычу угля

iочс .

iоч

iучi

уч

iтш

iуч

тшiохр

iтшi

3 сgZ

R

Z

KKc

,грн/т (3)

И так, суммарные затраты при конкретном варианте системы разработ-

ки, отнесенные к 1 т добытого угля, вычисляются по общей формуле

iуч

iвш

iуч

охрвш

iвш

iвшi

3i2

i1i Z

R

Z

KKjcccc

iпен

iпан

iпан

iпан

iпан

iпан

Z

ΣG

Z

ΣR

Z

ΣK

iоч

iучi

уч

iтш

iуч

тшiохр

iтш сg

Z

R

Z

KK

(4)

173


Это и есть в общем виде выражение экономико-математической модели затрат по системе разработки.

Последовательность вычислений показана на рис. 5.

Рис. 5. Схема последовательности вычислений модели Входными данными в математическую модель являются: – существующие на данный момент величины цен и тарифов; – горно-геологические условия (мощность пласта, глубина работ, свойства пород, газовыделение и др.).

– свойства конкретного варианта системы разработки - проведение новых или повторное использование существующих выработок, наличие зон поддержания участковых выработок, условия поддержания выработок с точки зрения влияния очистных работ на выработку, наличие фланговых выработок и др.).

На основе этих данных рассчитывается нагрузка на лаву, расход воздуха для проветривания участка, устанавливаются нормативные скорости проведения участко-вых выработок. Это позволяет определить необходимую величину податливости кре-пи участковых выработок.

Такие величины, как размер выемочного участка, способ проведения участко-вых выработок и их охраны вводятся в исходные данные модели дискретно. Например, способ проведения – или комбайновый, или с применением БВР, размер выемочного участка – в определенном диапазоне (в процессе моделирования можно определить наивыгоднейший размер). Так же дискретно в модель вводится способ охраны выра-ботки в третьей зоне поддержания (те способы, которые технически возможны и при-знаны к применению в заданных геологических условиях).

Далее вычисляются для каждой выработки единичные затраты на проведение ki, поддержание ri и транспорт gi, что позволяет вычислять по приведенным выше форму-

174


лам (1) – (3) и суммарные удельные затраты по конкретному варианту системы разра-ботки.

Реализация экономико-математической модели на ЭВМ Изложенная методика реализована в программном пакете EXCEL для персо-

нальной ЭВМ. EXCEL-программа [12] позволяет решать следующие задачи: 1. Для конкретных условий – природных, технических и экономических,

установить наилучший с экономической точки зрения вариант системы разработки с последующим принятием решения с точки зрения условий безопасности ведения горных работ.

2. В конкретных природных и экономических условиях установить наиболее целесообразные технические параметры системы разработки.

3. Установить влияние природных условий на целесообразность применения того или иного варианта системы разработки.

В зависимости от поставленной задачи исходные данные сохраняются на определенном уровне или изменяются в процессе вычислений. В программном па-кете предусмотрена инструкция для пользователя.

Программа позволяет выдать результаты расчетов по 128 возможным тех-нически вариантам системы разработки в пределах выемочной ступени. На прак-тике же целесообразно исключить из рассмотрения варианты систем разработки, которые не рекомендуются отраслевыми нормативными документами. В частнос-ти, Правилами Безопасности в угольных шахтах, Руководством по проектирова-нию вентиляции угольных шахт что касается разработки выбросоопасных пластов; пласто, уголь которых склонен к самовозгоранию и др. В качестве примера на ри-сунках 6 – 8 показаны результаты вычислений по программе.

На рис. 6 приведен фрагмент таблицы возможной суточной нагрузки на лаву и структуры затрат по части рассматриваемых вариантов.

Рис. 6. Таблица структуры затрат (показаны только несколько вариантов системы разработки). На рисунках 7 и 8 приведены результаты вычислений для всех 128 рассмот-

ренных вариантов. Матрица результатов вычислений (рис.7) показывает суммар-ную величину удельных затрат по всем вариантам, шифр наиболее выгодного ва-рианта системы разработки при каждом из модулей сопряжения лавы с транспор-тной выработкой и затраты при этом варианте, наименьшие возможные затраты и соответствующий этому вариант, а также самый «дорогой» из рассмотренных ва-

175


риантов, а таблица структуры затрат (рис. 6) позволяет провести сравнительный анализ удельных затрат по вариантам на проведение, поддержание выработок, тра-нспорт по ним и очистные работы, что может стать ориентиром принятия новых технико-технологических и организационных решений в перспективе.

Так в рассматриваемом примере наиболее целесообразен с экономической точки зрения вариант 8.6.1 (в колонке матрицы «Примечание» установлен индекс «ok»), удельные затраты при этом варианте 263,67 грн/т. (указаны в строке с ин-дексом «ok»).

Диаграмма удельных затрат по всем рассматриваемым вариантам (рис. 8) позволяет установить круг вариантов системы разработки, при которых удельные затраты на добычу 1 т угля отличаются незначительно (в пределах точности стои-мостных параметров на выполение горных работ). Это дает основание пректиров-щику более углубленно проанализировать и оценить технико-технологические, организационные достоинства и недостатки этих вариантов систем разработки и на этой основе предложить лучший в заданных условиях.

Рис.7. Матрица результатов вычислений

176


Программа позволяет для любого из рассматриваемых вариантов системы разработки установить влияние ее параметров (таких как длина лавы, размер крыла панели, величины по-датливости крепи, способа охраны выработки и т.д.) на величину затрат по добыче 1 т угля.

Рис. 8. Диаграмма затрат по рассмотренным вариантам

177


Обобщающие выводы методического характера 1. При выборе рациональной системы разработки необходимо учитывать все

возможные сочетания модулей узлов системы разработки как сложной технологи-ческой системы.

2. Экономико-математическое моделирование затрат при выборе рациональ-ного варианта системы разработки необходимо проводить в пределах выемочной ступени.

3. Предложенная методика компьютерного моделирования и разработанная компьютерная программа позволяет исследователю с минимальными затратами времени установить наиболее экономичный вариант системы разработки в конкре-тных условия. выгоднейший вариант для его последующего исследования и дета-лизации.


1. Д.В Дорохов, В.І. Сивохін, О.С.Подтикалов. Технологія підземної розробки пластових родо-вищ корисних копалин. Частина 2, Донецьк 2005, с- 266

2. Нормативы нагрузки на очистные забои и скорости проведения подготовительных выработок на шахтах. МУП Украины, ДонУГИ, Донецк, 2007, с. – 40

3. Методика расчета нагрузки на очистной забой. Утв. МУП СССР 19.05.1979 4. Руководство по проектированию вентиляции угольных шахт. Киев 1994, с- 312 5. Указания по рациональному расположению, охране и поддержанию горнах выработок на

угольных шахтах СССР. Ленинград, 1986, с- 222 6. В.И. Стрельников Расчет стоимости отдельных видов горнах работ, Донецк, 2012, с- 120 7. Стрельников В.И., Рыбак Н.В., Авраменко Е.Г. О безремонтном поддержании выработок,

Вісті Донецького гірничого інституту, Донецьк, 2013, №2 8. Рябцев О.В. Область рационального использования различных способов охраны выемочных штреков при отработке пластов высоконагруженными лавами, «геотехническая механика», ИГТМ НАН Украины, выпуск 82, 2009

9. Правила безпеки у вугільних шахтах, НПАОП 10.0-1.01-10, 2010, с- 255 10. Ворхлик И.Г., Мороз В.Д., Стрельников В.И., Костюк И.С., Сахно И.Г. Пособие по решению

практических задач в курсе «Процессы подземных горных работ», Донецк, ДонНТУ, 2005, с – 114

11. СТАНДАРТ МІНВУГЛЕПРОМУ УКРАЇНИ Підготовчі виробки на пологих пластах. Вибір кріплення способів, і засобів охорони.

12. Компьютерная программа SSR.xls. ДонНТУ, Донецк, 2014.


В.І. Стрельніков, І.Г. Ворхлик

КОМП’ЮТЕРНЕ МОДЕЛЮВАННЯ ТА ВИБІР РАЦІОНАЛЬНОЇ СИСТЕМИ РАЗРОБКИ ТОНКОГО ТА СЕРЕДНЬОЇ ТОВЩИНИ ВУГІЛЬНОГО ПЛАСТА

Викладена методика аналізу та синтезу системи розробки вугільного пласта як складної технологічної системи. Система складається з двох блоків – «виїмкова дільниця» та «підготовлюючи виробки». Блок «виїмкова дільниця» представлена 3 вузлами - кожний з яких може бути виконаним у вигляді від 4 до 8 взаємозамінних модулів. Блок «підготовлюючи виробки» може бути представленим 4 модулями, які технологічно пов’язані з модулями вузлів блоку «виїмкова дільниця». Множина можливих варіантів системи розробки представляється як множина шляхів на графі, який моделює складну технологічну систему. Розроблена та реалізована комп'ютерна модель витрат при всіх можливих в конкретних умовах варіантах системи розробки в межах виїмкового ступеню.

Ключові слова: система разробки, стоїмостні параметри, параметри системи разробки, моделювання

178


V.I. Strelnikov, I.G. Vorchlik

COMPUTER-AIDED ENGINEERING AND CHOICE OF improved development SYSTEM OF LOW AND MEDIAN COAL SEAM

There was formulated method of analysis and synthesis of coal seam development system as a complicated tech-nological system. It consists of two blocks such as “extraction district” and “development working”. Three mod-ules, each one of which can be composed of 4- 8 interchangeable units, represent «Extraction district». “Devel-opment working” can be represented with 4 units technologically connected with units of “extraction district’s “ modules. Multitude of possible variants of development system is represented as multitude on graph’s forward path, which simulates a complicated technological system. There was developed and implemented computer simulation of expenses at all possible variants in certain conditions of development system in frames of extrac-tion stage.

Keywords: development system, cost parameter, development system parameter, simulation

179


УДК 622.83:622.272.3:622.268.6

С.Г. НЕГРЕЙ (канд. техн. наук, доц.) Донецкий национальный технический университет, г.Донецк

УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ОХРАНЫ ПОДГОТОВИТЕЛЬНЫХ

ВЫРАБОТОК ПОРОДНЫМИ СТОЙКАМИ

Предложен эффективный ресурсосберегающий способ охраны подготовительных выработок, предусматривающий использование рядовой породы. На основании результатов лабораторных исследо-ваний обоснованы параметры этого способа.

Ключевые слова: поддержание горных выработок, способ охраны, рядовая порода, породная стойка, структурное моделирование, податливость охранного сооружения.

Постановка проблемы. Усложнение горно-геологических условий отработ-ки угольных пластов в условиях украинского Донбасса существенно влияет на те-хнико-экономические показатели работы угледобывающих предприятий. Это про-исходим вследствие поэтапного изменения технологической схемы всей шахты в отдельных ее звеньях от очистного забоя до поверхностного комплекса. Так уве-личение газовыделения на выемочных участках, требует изменения систем разра-ботки, порядка отработки запасов в пределах шахтного поля, применения дегаза-ции источников метановыделения либо уменьшения нагрузки на очистной забой. Все это, как правило, влечет за собой модернизацию транспортного оборудования, средств проветривания, усовершенствование организационной структуры шахты. Ухудшение состояния выемочных выработок также требует изменения систем раз-работки, порядка отработки запасов, выбора адекватных способов и средств их охраны и др. Поэтому, одной из главных задач рентабельной работы шахт является создание новых или усовершенствование известных средств и способов охраны горных выработок, применение которых позволит обеспечить их эксплуатационное состояние и уменьшить затраты на поддержание. Наиболее дешевыми по материа-льным затратам являются способы, предусматривающие использование рядовой породы. И, несмотря на то, что являются одними из наиболее трудозатратных, об-ладающих наибольшей податливостью, они и самые распространенные [1].

Цель статьи. Целью данной статьи является создание новых или совершен-ствование известных способов охраны подготовительных выработок, предусмат-ривающих использование рядовой породы, применение которых позволят обеспе-чить эксплуатационное и безопасное состояние данных выработок.

Основная часть. В рамках выполнения научно-исследовательских работ со-трудниками кафедры РМПИ ДонНТУ, проводится достаточно широкий комплекс исследований по разработке эффективных ресурсосберегающих способов охраны выемочных выработок, предусматривающих использование рядовой породы. Один из таких способов является способ охраны, основанный на применении опорных элементов из тканевой оболочки, заполненных дробленой породой, которые вык-ладываются послойно между кровлей и почвой параллельно напластованию пород, с перпендикулярным размещением соседних слоев друг по отношению к другу с соо-ружением вдоль выработки сплошной стенки шириной 1м. Данная конструкция об-ладает высокой грузонесущей способностью (6-8МН/м2) и податливостью до 30%, что позволяет существенно повысить устойчивость охраняемой выработки [2, 3]. Предлагаемый способ показал свою эффективность при его опытно-промыш-ленном испытании и является достаточно дешевым. Но нельзя его признать доста-точно привлекательным с точки зрения трудоемкости работ и скорости сооруже-ния охранных конструкций, так как заполнение мешков породой определенной

© Негрій С.Г., 2014 180


фракции может осуществляться непосредственно в месте ее отбойки, выкладки мешков или на поверхности. Требуется выполнить отсев породы заданной фрак-ции, наполнить мешки и осуществить их доставку к месту их укладки из расчета 10 мешков на 0,2м от мощности пласта и на 1м длины охранного сооружения, то есть 50 мешков на 1м мощности пласта и погонный метр выработки.

Поэтому, в развитие данного способа охраны, было предложено создание комбинированной охранной конструкции (рис. 1), в которой в качестве основных ограничивающих элементов будут применяться породные стойки, устанавливае-мые вдоль выработки, между которыми будет заключена бутовая полоса неболь-шой ширины, которая послойно оконтуривается ограничивающими элементами.

Для определения оптимальных параметров данной конструкции проводилось структурное моделирование. В данном случае предполагается отработка на прессе конструкций с породными мешками и насыпным породным объемом (рис. 2).

Согласно требованиям моделирования и с соблюдением условий подобия [4] был принят масштаб моделирования 1:10. Были изготовлены тканевые мешки диа-метром 40мм и глубиной 100мм, которые наполнялись рядовой породой (алевро-литом) с различным фракционным составом.

Одинаковые условия засыпки мешков позволили нам моделировать различ-ные схемы породных стоек с одинаковыми плотностными характеристиками.

Рис. 1. Технологическая схема крепления концевого участка лавы и возведения комбинированного охранного сооружения из рядовой породы

Рис. 2.Общий вид испытываемой комбинированной породной конструкции

181


В целом на этом этапе исследований планировалось: 1) испытание конструкции с выкладкой двух разнесенных породных стоек из

двух мешков в ряду, и ориентированных перпендикулярно вышерасположенным, между которых будет засыпаться порода (рис. 2);

2) испытание конструкции, описанной с п. 1, но при различном фракцион-ном составе пород в свободной насыпке (рис. 3 а,б);

3) испытание конструкции с выкладкой двух разнесенных породных стоек из одного мешка в ряду, между которых будет засыпаться порода (рис. 3 в,г);

4) испытание конструкции, описанной с п. 3, но при различном расстоянии между породными стойками по ширине (рис. 3 в,г);

5) свободная укладка породных мешков по боковой грани породной насыпки под углом естественного наклона к горизонтальной плоскости (рис. 3д).

Рис. 3. Общий вид испытываемых комбинированных породных конструкций с двумя (а,б) и одним (в,г) рядами породных стоек с насыпной породой различной фракции и со свободной

укладкой породных мешков по боковой грани породной насыпки (д)

Отработка подготовленных моделей позволила получить массив данных для обоснования оптимальных параметров комбинированных породных опор повы-шенной несущей способности.

Замером высоты усадки конструкций при различных их параметрах под дей-ствием пригрузки были получены зависимости, изучение которых позволило уста-новить тип конструкции с повышенной несущей способностью (рис. 4-7).

Из полученных зависимостей следует, что увеличение фракционного состава слагающих охранную конструкцию породных отдельностей существенно влияет на уменьшение ее податливости, причем увеличение размера отдельностей от 0,02 до

182


0,1 от высоты охранного сооружения приводит к уменьшению податливости 1,55 раза (рис. 4).

Рис. 4. Зависимость величины усадки охранных сооружений h от величины

нагрузки F при различных фракциях породной насыпки

Рис. 5. Зависимость величины усадки охранных сооружений h от величины нагрузки F

при различной их ширине

183


При выкладке в породных стенках по 2 мешка в ряду с укладкой их перпен-

дикулярно друг другу по высоте охранного сооружения податливость конструкции в целом изменяется от 6,5 до 10,1% в зависимости от крупности отдельностей в на-сыпном объеме (рис. 4).

Увеличение ширины комбинированного охранного сооружения при равных условиях от 2,0 до 2,7 высоты конструкции существенно не влияет на его устойчи-вость, а уменьшение податливости наблюдается в пределах 0,5 % (рис. 5). Но стоит отметить, что податливость данных конструкций составляет 8,0-8,5%, что в 5-7 раз меньше, чем при применении обычной бутовой полосы, которая, в свою очередь в 3-4 раза шире и соответственно требует большего количества породы.

Увеличение ширины породных стенок в комбинированной конструкции за счет увеличения количества мешков влечет за собой уменьшение податливости (увеличение несущей способности) до 1,5%. Это также не является серьезным па-раметром для рассматриваемых условий (рис. 6).

Наличие в породной охранной конструкции ограничивающих элементов, в частности породных стенок, влечет за собой увеличение ее несущей способности, причем, чем устойчивей стенки, тем эффективней охранное сооружение. Податли-вость конструкции при вертикальной установке однорядных породных стенок в бутовую полосу уменьшается в 1,5 раза (рис. 7). Возможен вариант укладки поро-дных мешков по плоскости боковой грани бутовой полосы, сформированной в ре-зультате ее насыпки. Но в этом случае податливость конструкции уменьшиться не более чем в 1,33 раза (рис. 7).

Рис. 6. Зависимость величины усадки охранных сооружений h от величины нагрузки F

при различном количестве мешков в породных стенках

184


Рис. 7. Зависимость величины усадки охранных сооружений h от величины нагрузки F при

различных схемах установки породных стенок

Выводы. В результате проведенных исследований было предложено приме-нение комбинированного способа охраны, сущность которого состоит в том, что позади очистного забоя на границе выемочной выработки с выработанным про-странством выкладываются две стенки из мешков, заполненных рядовой породой, пространство между которыми также заполняется породой. Применение данной конструкции позволит в 3-4 раза уменьшить объем породы для выкладки охранной конструкции, уменьшить ее податливость до 8-18% в зависимости от крупности слагающих пород и схемы выкладки мешков в стенках.


1. Негрей С.Г. О возможности увеличения несущей способности бутовых полос // Вісті Донець-кого гірничого інституту. Донецьк, 2011, №1, С. 179-184.

2. Хазипов И.В. Разработка способов создания искусственных породных сооружений для охраны повторно используемых выработок. Дисс…канд.техн. наук: 05.15.02.– Д.: ДонНТУ, 2009.–160с.

3. Кремень И.В., Негрей С.Г. Разработка способа охраны подготовительных выработок пород-ными опорными элементами с компенсационными полостями /// Проблемы недропользования: Международный форум-конкурс молодых ученых. Сб. научных трудов. Ч.1.–Cанкт-Петербург, 2012.– С.134-137.

4. Сучасні проблеми проведення та підтримання гірничих виробок глибоких шахт / Під заг.ред. С.В.Янко.– Донецьк: ДУНВГО, 2003.– 256 с.


185


С.Г. Негрій

ВДОСКОНАЛЕННЯ ТЕХНОЛОГІЇ ОХОРОНИ ПІДГОТОВЧИХ ВИРОБОК ПОРОДНИМИ СТІЙКАМИ

Запропоновано ефективний ресурсозберігаючий спосіб охорони підготовчих виробок, що передбачає використання рядової породи. На основі результатів лабораторних досліджень обґрунтовані параметри цього способу.

Ключові слова: підтримання виїмкових виробок, спосіб охорони, рядова порода, породна стійка, струк-турне моделювання, піддатливість охоронної споруди.

S. Negrey

ENHANCEMENT THE TECHNOLOGY OF MAINTENANCE MINE WORKINGS USING ROCKS RACKS

Parameters of the effective ways of protection of mine workings using ordinary rocks are defined

Keywords: maintenance of the extraction workings, the ways of protection, ordinary rocks, rack the rock, modeling, pliability protection construction.

186


УДК 622.24.085

А.А. КАРАКОЗОВ (канд. техн. наук, доц.) С.Н. ПАРФЕНЮК (аспирант) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

УТОЧНЁННЫЙ МЕТОД ИНЖЕНЕРНОГО РАСЧЁТА ГИДРОУДАРНИКОВ ДВОЙНОГО ДЕЙСТВИЯ С ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНЫМ ПОРШНЕМ ДЛЯ БУРЕНИЯ СКВАЖИН

Описан уточнённый метод инженерного расчёта параметров гидроударников двойного действия с дифференциальным поршнем, применяющихся при проходке дегазационных, технических и гидрогео-логических скважин, а также в снарядах для бурения скважин в нескальных породах морского шельфа. Приведены результаты экспериментальных исследований рабочего цикла гидроударника, подтверждаю-щие теоретические разработки.

Ключевые слова: гидроударник двойного действия; метод расчёта рабочих параметров; экспе-риментальные исследования рабочего цикла; бурение дегазационных, технических и гидрогеологических скважин; бурение скважин на шельфе.

Проведенные исследования свидетельствуют о перспективности использо-

вания гидроударников двойного действия с дифференциальным поршнем при бес-керновом бурении дегазационных, технических и гидрогеологических скважин. Эти устройства уже достаточно широко применяются в практике геологоразведоч-ного бурения: при ударно-вращательном бурении скважин с отбором керна; в гид-роударных снарядах для бурения в нескальных породах на шельфе; при ликвида-ции прихватов бурового снаряда. В настоящее время при расчёте рабочих параме-тров и проектировании этих гидроударников используется метод, разработанный О.И. Калиниченко [1] на основе исследований Е.Ф. Эпштейна, Г.И. Неудачина, В.Г. Ясова, А.А. Кожевникова и др. [2, 3, 4, 5].

Однако детальный анализ этого метода показывает, что в силу ряда причин, приведенных ниже, он должен быть уточнён.

Схема работы гидроударника приведена на рис. 1. Буровой насос, снабжён-ный компенсатором (рис. 1 а), соединяется подводящим трубопроводом площадью fT с гидроударником, в состав которого входят: впускной 1 и выпускной 2 клапана с ограничителем 3 и пружиной 4, цилиндр 5, дифференциальный поршень 6 со штоком 7, боёк 8, верхняя 9 и нижняя 10 наковальни. Насос подаёт жидкость с по-стоянным расходом Q. Скорость течения жидкости в трубопроводе равна VT. Исходное положение бойка 8 – на нижней наковальне 10, что соответствует коор-динате перемещения х=0. Величина полного хода бойка – Sб, рабочего хода бойка – S, хода клапанов – Sk. Из гидроударника жидкость выходит в скважину, выпол-няющую роль отводящего (сливного) трубопровода. В общем случае рабочий цикл гидроударника делится на четыре фазы, отличающиеся характером движения и величи-ной возможного перемещения бойка (рис. 1 б-д).

© Каракозов А.А.., Парфенюк С.М.,2014

187


Рис. 1. Схема работы гидроударника.

Фаза 1 – движение бойка вверх на рабочем ходе S. Оно осуществляется за счёт давления жидкости в полости цилиндра под поршнем (рис. 1 б). Фаза закан-чивается в момент встречи поршня с выпускным клапаном (рис. 1 в). Длительность фазы – t1.

Фаза 2 – движение бойка вверх на свободном ходе S2, равном разности меж-ду полным (Sб) и рабочим (S) ходом бойка. При этом осуществляется перемещение впускного и выпускного клапанов из исходного нижнего положения в верхнее по-ложение на величину хода клапанов Sk. Фаза заканчивается в момент соударения бойка с верхней наковальней (рис. 1 г). Длительность фазы – t2.

Фаза 3 – движение бойка вниз на рабочем ходе S. Оно осуществляется за счёт давления жидкости в обеих полостях цилиндра. Фаза заканчивается в момент встречи поршня с ограничителем выпускного клапана (рис. 1 д). Длительность фазы – t3.

Фаза 4 – движение бойка вниз на свободном ходе S2. При этом происходит перестановка впускного и выпускного клапанов в исходное нижнее положение. Фаза заканчивается в момент соударения бойка с нижней наковальней. Длитель-

188


ность фазы – t4. В конце фазы гидроударник возвращается в исходное положение (рис. 1 б).

Следовательно, в общем случае, математическая модель рабочего цикла до-лжна составляться для несимметричного цикла, т.е. учитывать разные величины, как рабочих, так и свободных ходов бойка для каждого полуцикла (ход вверх и вниз). При этом обязательно должно учитываться влияние клапанной пружины на протекание рабочего цикла, поскольку в исследуемых конструкциях могут исполь-зоваться пружины с жёсткостью до 100–150 кН/м, действием которых пренебре-гать уже нельзя.

Кроме того, на различных полуциклах состояние гидравлической системы «насос – подводящий трубопровод – гидроударник – отводящий трубопровод» имеет различный вид с точки зрения связи гидроударника с отводящим трубопро-водом (рис. 2), что также должно быть учтено в математической модели за счёт использования коэффициента разряжения за поршнем-бойком при гидроударе то-лько при ходе бойка вверх.

Рис. 2. Гидравлическая схема работы гидроударника: а – при ходе бойка вверх; б – при ходе бойка вниз.

В существующем методе расчёта гидроударника [1] также имеется следую-

щее противоречие. При определении скорости соударения бойка с наковальней с учётом гидравлического торможения бойка принято допущение о мгновенной пе-рестановке клапанов. Но одновременно в математической модели учитывается время перестановки клапанов, соответствующее времени движения бойка на рабо-чем ходе, не равное нулю. Эти два положения противоречат друг другу. Таким об-разом, торможение бойка на свободном ходе определяется приближённо без учёта динамики клапанной группы, что требует уточнения существующего метода и с этой позиции.

По нашему мнению, в общем случае, в модели нельзя отождествлять время перестановки клапанов и продолжительность движения бойка на свободном ходе. При этом динамика клапанной группы фактически определяет характер и особен-ности протекания 2-й и 4-й фаз рабочего цикла:

189


– Если время перестановки клапанов меньше продолжительности фазы, то фаза фактически будет состоять из двух этапов: на первом боёк будет то-рмозиться силой, обусловленной гидравлическими сопротивлениями при перетекании жидкости в отводящий трубопровод при перестановке кла-панов, а на втором – силой, обусловленной рабочим давлением;

– Если время перестановки клапанов превышает продолжительность фазы, то перед соударением с наковальней тормозящая сила, обусловленная ра-бочим давлением, вообще не будет действовать на боёк.

Таким образом, существующий метод расчёта рабочих параметров гидро-ударника и математическая модель его работы требуют уточнения.

Математическая модель рабочего цикла гидроударника, также как и её про-тотип [1], построена для установившегося режима его работы в скважине с учётом общепризнанных допущений [1 – 5].

При составлении модели работы гидроударника необходимо учесть взаимо-связь и взаимовлияние динамики бойка и клапанной группы. Однако, поскольку динамика клапанной группы зависит от изначально неизвестной скорости бойка в конце рабочего хода, то сразу учесть её влияние на протекание рабочего цикла не представляется возможным.

Поэтому предлагается следующая последовательность расчёта параметров рабочего цикла гидроударника. Сначала определяются предварительные парамет-ры с учётом приближённого времени перестановки клапанов, соответствующего продолжительности движения бойка на свободном ходе. Затем по рассчитанным параметрам гидроударника в конце рабочего хода определяется время перестанов-ки клапанов с учётом динамики клапанной группы и характер движения бойка на свободном ходе, после чего проводится перерасчёт параметров гидроударника. На их основе опять рассчитывается время перестановки клапанов. Если оно незначи-тельно отличается от ранее определённой величины, то расчёт прекращают. В про-тивном случае может быть проведено несколько циклов расчёта по последователь-ному уточнению параметров гидроударника и динамики клапанной группы до тех пор, пока расчётные значения времени перестановки клапанов для двух смежных расчётов будут отличаться незначительно.

При этом определение времени перестановки клапанов с учётом динамики клапанной группы и характера движения бойка на свободном ходе осуществляется на основании отдельной математической модели, составляемой для конкретной конструктивной схемы клапанной группы.

Поскольку в модели рассматривается несимметричный рабочий цикл гидро-ударника, то полуциклы его движения вверх и вниз описываются отдельно.

Ход бойка вверх. Дифференциальное уравнение движения бойка имеет вид:

RmgfPxSzPfxm kk 2)( , (1)

где m – масса бойка; x – ход бойка; P – давление в цилиндре механизма; f – пло-щадь поршня при ходе вверх; zk – жёсткость клапанной пружины; Sk’ – предвари-тельное поджатие клапанной пружины; P2 – давление на преодоление гидравли-ческих сопротивлений; g – ускорение свободного падения; R – сила механических сопротивлений.

Давление жидкости в цилиндре гидроударника

190


210 /)( PPfxVcfkP T ,

где k – коэффициент разряжения за бойком при гидроударе; – коэффициент уте-чек; – плотность жидкости; с – скорость распространения гидроударной волны; V0 – скорость жидкости в цилиндре, V0=Q/f; P1 – постоянная составляющая давле-ния жидкости.

Тогда из уравнения (1) получим

RmgxSzfPfxVcfkxm kkT )(/)( 102 (2)

После преобразований уравнение (2) приводится к виду:

0 CBxxAx , (3)

где )/(2TmfcfkA ; mzB k / ; mmgSzfVcfkfPС kkT /)/( 0

21 .

Вид решения дифференциального уравнения (3) определяется соотношением

величин A и B. Здесь мы рассмотрим только вариант (A/2)2<B, имеющий место при анализе реальных конструкций гидроударников с жёсткими клапанными пружина-ми и соответствующий комплексным корням характеристического уравнения.

С учётом начальных условий (перемещение и скорость бойка равны нулю) решение дифференциального уравнения (3) имеет вид, аналогичный известному решению для гидроударника одинарного действия с прямым активным ходом бой-ка [1 – 3]:

tt

Ae

B

Cx At

cossin

21 2/ , te

Cx At

sin2/ ,

где 2)2/(AB .

При этом безразмерный параметр xxY / примет вид:

2sin

cos2/ A

t

te

BY

At

.

Для определения параметров гидроударника необходимо знать значение

времени t1 конца рабочего хода бойка вверх S. Оно является неизвестной величи-ной, которую можно определить из уравнения баланса объёмов жидкости, прохо-дящих через механизм на полуцикле:

211 qqQT ,

где T1 – длительность полуцикла движения вверх; q1 и q2 – объемы жидкости, про-ходящие через механизм на первой и второй фазах рабочего цикла.

191


Учитывая данные ранее проведенных исследований [1], имеем:

kVftfSSttQ /)( 221 или kб VftfSttQ /21 , (4)

где S, S2 – рабочий и свободный ход бойка вверх; Sб – полный ход бойка; tk – время перестановки клапанов (в первом приближении считаем tk=t2); V – приращение скорости жидкости после открытия клапана [1]:

f

ffcf

PffVVckV

T

T

/1

/

0

10

,

где V – скорость бойка в конце рабочего хода S; f0 – площадь проходного сечения клапана.

Величина давления Р1 может быть определена из баланса работы жидкости в цилиндре [1]:

1

22

1

)2/(2/1

QT

RSSSzSmVP kk

.

Время перестановки клапанов tk сначала не может быть точно определено, поэтому в первом приближении оно может быть рассчитано по упрощённой фор-муле [1], а затем уточнено.

Sk

YSttk

2

22 ,

где k2=0,890,96 – коэффициент потерь скорости бойка на свободном ходе.

Уравнение (4) решается относительно t1 одним из приближенных методов. После определения t1 находят скорость бойка перед перестановкой клапанов V=S/Y. Затем последовательными приближениями устанавливаются tk и t2, T1, и скорость соударения бойка с наковальней V2. При этом методика определения вре-мени перестановки клапанов tk и скорости соударения бойка с наковальней V2. мо-жет быть различной в зависимости от конструктивного исполнения клапанной группы гидроударника.

Ход бойка вниз. Дифференциальное уравнение движения бойка имеет вид:

RfPmgxSzPfxm нkk 2)( , (5)

где kk

нk SSSS – предварительное поджатие клапанной пружины; Sk – ход

клапанной группы (выпускного клапана). Подставляя значение давления в цилиндре механизма (без учёта коэффицие-

нта разряжения за поршнем, поскольку на фазе разгона жидкость в цилиндре механизма отделена от сливного трубопровода, см. рис. 2.), из уравнения (5) получим: RmgxSzfPfxVcfxm н

kkT )(/)( 1102 . (6)

192


После преобразований уравнение (6) приводится к виду:

01 DBxxAx , (7)

где )/(21 TmfcfA ; mRmgSzfPfVcfD н

kkT /)/( 102 .

Для нашего случая, по аналогии с ходом вверх, решение имеет вид:

tt

Ae

B

Dx tA

111

12/ cossin2

1 1

, teD

x tA1

2/

1

sin1

,

где 211 )2/(AB .

При этом безразмерный параметр Y примет вид:

1

1

1

12/

1

2sin

cos1

A

t

te

BY

tA

.

Для определения параметров гидроударника необходимо знать значение

времени t3 конца рабочего хода бойка вниз S’. В данном случае оно также может быть определено из уравнения баланса объёмов жидкости:

432 qqQT ,

где T2 – длительность полуцикла; q3 и q4 – объемы жидкости, проходящие через механизм на третьей и четвёртой фазах.

Тогда можно записать

1143 / kб ftVfSttQ , (8)

где tk1 – время перестановки клапанов при ходе вниз; V1 – приращение скорости жидкости в механизме после открытия клапана.

f

ffcf

PffVVckV

T

T

/1

/

0

11101

,

где V1 – скорость бойка в конце рабочего хода вниз S’.

Величина давления Р11 может быть определена из баланса работы жидкости в цилиндре:

2

22

11

)2/(2/12

1

QT

SfPSRSSzSmVP

нkk

.

193


Время перестановки клапанов tk1 также сначала не может быть точно опре-делено, поэтому в первом приближении оно может быть рассчитано по упрощён-ной формуле [1], а затем уточнено.

Sk

SYttk

2

21 4

,

где S’2 – свободный ход бойка при движении вниз.

Уравнение (8) также решается относительно t3 одним из приближенных ме-тодов. После определения t3 находят скорость бойка перед перестановкой клапанов V1=S’/Y. Затем последовательными приближениями устанавливается tk1 и t4, T2 и скорость соударения бойка с наковальней V21.

Далее определяется продолжительность цикла T=Т1+Т2 и среднее давление за цикл P=(РuТ1+РdТ2)/Т, где Рu и Рd – давления при ходе бойка вверх и вниз. Ос-тальные рабочие параметры рассчитываются по известным зависимостям [1].

Ниже приведен пример определения времени перестановки клапанов с учё-том динамики клапанной группы и характера движения бойка на свободном ходе для конкретного исполнения гидродвигателя (рис. 3 а), необходимых для реализа-ции уточнённого метода расчёта гидроударника.

а б

Рис. 3. Схема гидродвигателя (а) и схема сил, действующих на фазе перестановки клапанов вверх (б).

1 – впускной клапан; 2 – клапанная коробка; 3 – толкатель; 4 – выпускной клапан; 5 – цилиндр; 6 – корпус; 7 – поршень; 8 – палец; 9 – шток бойка; 10 – верхняя наковальня;

11 – пружина; 12 – компенсационная втулка; S – рабочий ход; Sk– ход клапана; а – зазор втулки; А – нагнетательная линия; Б – выхлопная линия; В – окна.

194


Проанализировав конструкцию гидроударника и характер протекающих при перестановке клапанов процессов, были выделены силы, действующие на основ-ные элементы гидроударника на этой фазе (рис. 3 б): Fн – сила давления жидкости на поршень снизу; Fхв – сила давления жидкости на хвостовик бойка; Fвт – сила да-вления жидкости на впускной клапан со стороны надпоршневой полости; Fк – сила давления жидкости на впускной клапан со стороны нагнетательной линии; Fпр – сила давления жидкости на выпускной клапан и боек со стороны полости пружи-ны; Fвк – сила давления жидкости на выпускной клапан со стороны надпоршневой полости; Fв – сила давления жидкости на поршень сверху; Fz – сила сжатия пру-жины; Fтб – результирующая сил трения, действующих на боёк; Gб, Gк – вес, соот-ветственно, бойка и клапана.

С учётом значений сил получим систему из трёх уравнений:

бGFxhxzffpfpfpxm тбкхвцквтхввых ,

кквтккк Gxhxzfpfpxm , кк

хвц Qpg

ffV

2)( ,

где mк – масса клапана; xк – перемещение клапана; z – жесткость пружины; h – ве-личина предварительного поджатия пружины; Δрвых – перепад давления на выпус-кном клапане; Δрк – перепад давления на щели впускного клапана; Δрт – перепад давления при перетекании жидкости в полость пружины; fц – площадь сечения надпоршневой полости; fхв – площадь сечения хвостовика бойка; fк – площадь сечения тарелки впускного клапана; fв – площадь сечения полости пружины; V – функция от времени избыточного увеличения объема трубопровода.

Для решения этой системы уравнений была написана программа в пакете

MathCAD. На рис. 4 а показан пример решения, полученный для реального гидро-ударника для бурения скважин.

а б Рис. 4. Теоретические и экспериментальные данные по скорости бойка и клапанной

группы гидроударника: а – расчётные данные, полученные при интегрировании системы уравнений;

б – совпадение теоретических и экспериментальных данных скорости бойка гидро-ударника на свободном ходе (кривая 1) и скорости его клапанной группы (кривая 2).

195


Для проверки разработанной модели проведены экспериментальные иссле-дования [6], подтвердившие теоретические построения.

На рис. 4 б показано совпадение теоретических и экспериментальных дан-ных скорости бойка гидроударника на свободном ходе и скорости его клапанной группы (в принятой системе координат отрицательное значение скорости соответ-ствует движению вверх).

Эти данные подтверждают адекватность предложенной математической мо-дели и правомерность применения уточнённого метода расчёта гидроударника.

Важным результатом является теоретическое подтверждение факта возмож-ного значительного (более 40 %) снижения скорости бойка на фазе перестановки клапанов вверх ещё до её окончания. Кроме того, полученные данные свидетель-ствуют о том, что фазы гидроторможения бойка после перестановки клапанов, ко-торая всегда учитывается в теоретической модели [1], просто может не быть, а по-тери скорости бойка будут обусловлены особенностями перестановки клапанной группы.


1. Калиниченко О.И. Развитие научных основ создания погружных гидроударных снарядов и установок для однорейсового бурения скважин на морском шельфе: Дисс. докт. техн. наук: 05.06.05 / О.И. Калиниченко. – Донецк: ДонНТУ, 2002. – 371 с.

2. Эпштейн Е.Ф. Бурение скважин гидроударниками и пневмоударниками / Е.Ф. Эпштейн, В.Г. Ясов. – М.: Недра, 1967. – 168 с.

3. Ясов В. Г. Теория и расчет рабочих процессов гидроударных буровых машин / В.Г. Ясов. – M.: Недра, 1977. – 153 c.

4. Неудачин Г.И. Теоретический анализ работы гидроударных механизмов / Г.И. Неудачин, А.В. Коломоец, В.Г. Абатуров // Труды МИНХиГП. – 1967. – № 63. – С. 19–25.

5. Кожевников А.А. Импульсные технологии бурения геологоразведочных скважин / А.А. Ко-жевников, С.В. Гошовский, И.И. Мартыненко. – К.: УкрГГРИ, 2003. – 208 с.

6. Каракозов А.А. Экспериментальные исследования гидроударников двойного действия на мо-дернизированном стенде с компьютерной регистрацией измеряемых параметров / А.А. Кара-козов, С.Н. Парфенюк // Матеріали міжнародної конференції «Форум гірників – 2009. – Дніп-ропетровськ: НГУ, 2009. – С. 220–225.


A. A. Karakozov, S. N. Parfenyuk

IMPROVEMENT OF THE ENGINEERING METHOD OF DESIGN OF DOUBLE ACTION HYDRAULIC HAMMERS WITH DIFFERENTIAL PISTON FOR BOREHOLE DRILLING

The improved method of calculation of parameters of double action hydraulic hammers with the differential pis-ton is offered. Results of experimental researches of a work cycle of the hydraulic hammers for borehole drilling in soils on a sea shelf and drilling of gas and technical boreholes, confirming theoretical researches are resulted.

Keywords: double action hydraulic hammer, method of calculation of parameters, experimental researches of a work cycle, drilling of boreholes on a sea shelf, drilling of gas and technical boreholes.

196


УДК 622.24.051.64

А.А. КАРАКОЗОВ (канд. техн. наук, доц.) М.С. ПОПОВА (аспирант) С.Н. ПАРФЕНЮК (аспирант) Р.К. БОГДАНОВ (канд. техн. наук) А.П. ЗАКОРА (канд. техн. наук) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

РАЗРАБОТКА АЛМАЗНЫХ ОДНОСЛОЙНЫХ КОРОНОК

Рассмотрены особенности распределения нагрузки на алмазы однослойных коронок. Приведены результаты лабораторных испытаний опытных буровых коронок. Описана конструкция алмазной одно-слойной коронки, разработанной на основе полученных результатов.

Ключевые слова: синтетический алмаз, схема раскладки, однослойная коронка. Повышение технико-экономических показателей бурения геологоразведоч-

ных скважин неразрывно связано с разработкой новых конструкций алмазного по-родоразрушающего инструмента, работающего на форсированных режимах, обес-печивающих более интенсивное разрушение пород на забое и как следствие увели-чение механической скорости бурения. Одним из факторов, сдерживающих работу в этом направлении, является ограниченная прочность и термостойкость алмазного сырья. Однако в Институте сверхтвердых материалов им. В.Н. Бакуля (ИСМ) На-циональной академии наук Украины осуществлен синтез крупных алмазных моно-кристаллов с повышенной термостойкостью (до 1150 оС). В принципе, эти монок-ристаллы могут использоваться для армирования однослойных алмазных коронок, работающих на форсированных режимах, но для разработки конструкций и техно-логий применения этого алмазного породоразрушающего инструмента необходимо уточнение особенностей его работы на забое.

Авторами проведен комплекс исследований, включающий определение: на-грузок на конкретные алмазы в зависимости от конструкции коронки, вида раскла-дки и их месторасположения в секторе; картины циркуляции промывочной жидко-сти в коронке, обусловливающей эффективность очистки забоя от шлама и темпе-ратурный режим коронки.

Определение нагрузки на алмазы проводились для коронок, схемы расклад-ки в которых подразделяются на два типа по характеру расположения алмазов пер-вого и последнего радиальных рядов сектора: I тип – алмазы находятся на разных линиях резания; II тип – алмазы находятся на одних линиях резания.

Геометрические параметры этих коронок рассчитывались по методике Н.В. Цыпина [1] с варьированием расчётных коэффициентов в рекомендуемых им пределах.

Анализ работы однослойных коронок и обработка результатов компьютер-ного моделирования показали, что наибольшее нагружение алмазных резцов на-блюдается в начальный период работы коронки на забое. При работе в установив-шемся режиме наибольшее сопротивление со стороны породы испытывают алма-зы, расположенные в первом рабочем ряду (первые два радиальных ряда). Однако, и среди этих алмазных резцов нагрузка, обусловленная сопротивлением породы, может быть неодинакова, например, для коронок II типа наиболее нагруженными являются алмазы второго радиального ряда. Кроме того, нагружение конкретного алмаза зависит не только от типа раскладки, расположения алмаза в линии реза-ния, но и от отношения расстояния в линии резания между первыми алмазами сек-тора и последними алмазами впередиидущего сектора к расстоянию между алма-

© Каракозов А.А.., Попова М.С., Парфенюк С.М, Богданов Р.К., Закора А.П., 2014 197


зами внутри сектора. Следует отметить, что равномерная нагрузка на все алмазы коронки наблюдается только в случае размещения в каждом секторе одного рабо-чего ряда. Толщина снимаемого слоя породы любым монокристаллом в таких ко-ронках всегда одинакова. Таким образом, эти коронки при прочих равных услови-ях должны обеспечивать максимум механической скорости при равномерной на-грузке на все алмазы [2].

Для коронок с несколькими рабочими рядами в секторе наиболее рацио-нальной конструкцией, обеспечивающей более высокую механическую скорость бурения при меньшей нагрузке на алмазы, является коронка с раскладкой I типа. При такой раскладке алмазы первого рабочего ряда сектора при взаимодействии с породой испытывают одинаковое сопротивление. Однако нагрузка на алмазы пер-вого рабочего ряда не менее чем в 2 раза превышает нагрузку, действующую на алмазы последующих рядов. Для коронок с раскладкой II типа характерно нерав-номерное распределение нагрузки на алмазы первого рабочего ряда. Максимальная нагрузка приходится на алмазы второго радиального ряда и превышает нагрузку на алмазы третьего и последующих радиальных рядов более чем в 3 раза (по сравне-нию с раскладкой I типа этот показатель больше примерно на 25%) [3].

Чем больше радиальных рядов в секторе коронки, тем меньше будут задей-ствованы в работе алмазы последних радиальных рядов этого сектора. Неравно-мерность распределения нагрузки ведет к преждевременному износу части алма-зов, расположенных в передней части сектора, что снижает технико-экономи-ческие показатели применения данных коронок. Кроме того, при большой длине сектора повышается вероятность накопления шлама под ним. Поэтому следует ограничивать количество радиальных рядов в коронке, при этом в радиальных ря-дах, расположенных ближе к концу сектора, можно использовать алмазное сырьё, имеющее более низкие прочностные характеристики.

Таким образом, алмазы в секторе могут отличаться по качеству в зависимос-ти от типа раскладки и своего расположения в секторе. В первом рабочем ряду се-ктора всегда нужно использовать более прочные алмазы, а для последующих рядов возможно использование алмазов меньшей прочности. В этом случае обеспечивае-тся рациональное использование алмазного сырья при сохранении качества работы коронки.

Синтезированные в ИСМ партии алмазных монокристаллов зернистостью 1,25-1,6 мм отличаются по прочностным характеристикам, приведенным в табли-це 1 (термообработка проводилась для учёта потери прочности алмаза при его дли-тельной работе на забое скважины).

Таблица 1 – Прочностные характеристики алмазных монокристаллов

Номер партии монокристаллов

Прочность Р, Н Исходная После термообработки

1 1630 1300 2 2160 1250 3 1900 840 4 1740 740

Эти монокристаллы в любых сочетаниях могут использоваться при изготов-

лении алмазных коронок при условии, что в любом радиальном ряду будут испо-льзоваться алмазы только из одной партии или из партий с близкими прочностны-ми свойствами.

198


Пример возможных схем раскладок I типа при использовании алмазов различной прочности для коронки диаметром 59 мм с двумя, четырьмя и шестью радиальными ря-дами в секторе показан в таблице 2. При этом параметры коронок подобраны таким образом, что в них содержится одинаковое количество алмазов и при равной осе-вой нагрузке обеспечивается одна и та же углубка за оборот.

Таблица 2 – Нагрузка на алмазы в радиальных рядах для различных вариантов

раскладок для однослойной коронки диаметром 59 мм

Величина углубки за оборот, приведенная в таблице 2, рассчитывалась для поро-ды VII категории по буримости с твёрдостью по штампу ш=3000 МПа. При этом, для оценки нагрузки на алмазы при форсированном режиме работы, осевая нагрузка на коронку была принята из условия нагружения одного алмаза усилием, равным 10%

199


от критической нагрузки для монокристалла второй партии после термообработки. Таким образом, расчётная осевая нагрузка для данных коронок может быть в 1,75-2 раза больше, чем рекомендуемая для серийных коронок этого диаметра.

Данные по нагрузкам на единичный алмаз в таблице 2 приведены с учётом результатов [4], показывающих, что:

– для коронки с двумя радиальными рядами в секторе все алмазы будут на-гружены одинаково;

– для коронки с четырьмя радиальными рядами в секторе нагрузка на алмазы первых двух рядов будет в 4 раза больше нагрузки на третий и четвёртый ряды;

– для коронки с четырьмя радиальными рядами в секторе нагрузка на алма-зы первых двух рядов будет в 2,66 раза больше нагрузки на третий и по-следующий ряды.

Анализ таблицы 2 позволяет сделать следующие выводы. При работе в форсированном режиме в коронке с двумя радиальными рядами

запас прочности составляет 6-10 для алмазов различных партий монокристаллов. Для коронки с четырьмя радиальными рядами для первых двух рядов этот

показатель составляет 6,25-6,5 при условии использования алмазов первых двух партий. Для третьего и четвёртого ряда запас прочности будет находиться в преде-лах 14,8-16,8 даже при условии использования алмазов третьей и четвёртой партий.

Для коронки с шестью радиальными рядами по аналогии имеем запас проч-ности равный, соответственно, 5,9-6,1 и 9,1-10,3.

Таким образом, исходя даже из пятикратного запаса прочности, можно сде-лать вывод о возможности использования имеющихся алмазов во всех приведен-ных выше конструкциях коронок. Естественно, при меньших осевых нагрузках си-туация будет ещё более благоприятной с точки зрения обеспечения прочности ал-мазных монокристаллов при работе на забое.

Для оценки работоспособности коронок, в радиальных рядах которых уста-новлены алмазы различной прочности, запланирован ряд последовательных экспе-риментов.

На первом этапе были изготовлены опытные алмазные коронки диаметром 59 мм (рис.1) с использованием уже имеющегося пуансона для разработанных ра-нее коронок с 22 радиальными рядами алмазов в секторе.

Рис. 1. Опытные образцы коронок

200


Испытания коронки проводились в лабораторных условиях на буровом стан-ке СКБ-4, промывка обеспечивалась насосом НБ3-120/40. Режимы бурения пока варьировались в пределах, соответствующих имеющимся рекомендациям. Частота вращения изменялась от 280 об/мин до 640 об/мин. Осевая нагрузка изменялась от 6000 Н до 12000 Н. Согласно рекомендациям для алмазного бурения коронками ди-аметром 59 мм подача промывочной жидкости составляет от 15 л/мин до 40 л/мин. Однако, в ходе эксперимента выяснилось, что для нормальной работы коронки данной конструкции подача промывочной жидкости должна быть не меньше 24 л/мин, т.е. подачи насоса 15 и 19 л/мин вообще нельзя использовать. Это связа-но с тем, что при малых подачах жидкости из-за большой длины сектора происхо-дит скопление шлама в его сбегающей части (рис.2).

Результаты экспериментального бурения по песчанику опытной коронкой показаны на рисунке 3.

Рис. 2. Пример скопления шлама на сбегающей части сектора коронки

Рис. 3. Экспериментальные данные изменения механической скорости бурения

201


Эксперимент показал, что использование новых алмазных монокристаллов даёт существенные результаты с точки зрения повышения механической скорости бурения: первоначальная механическая скорость бурения по таким породам как песчаник может достигать 20 м/ч, а по алевролитам – не менее 25 м/ч.

При этом подтвердилась возможность использования в секторе коронки ал-мазного сырья разной прочности.

Учитывая полученные данные и потребности буровых предприятий, для второго этапа экспериментальных исследований и последующих производствен-ных испытаний разработана конструкция однослойной буровой коронки диамет-ром 93 мм, оснащенной термостойкими монокристаллическими алмазами с разме-ром зерна 1600/1250 мкм. Алмазы в секторе размещены по I схеме раскладки. Ра-бочая часть коронки состоит из двенадцати секторов по четыре радиальных ряда алмазов в каждом (аналог – вторая коронка из таблицы 2). Сектора разделены пря-мыми промывочными окнами длиной 8 мм. Оснащение радиальных рядов рабочего торца коронки осуществляется алмазными зернами различной прочности: первые два ряда выполнены из монокристаллов первой и второй партии, а последние – из монокристаллов третьей и четвёртой партии.


1. Цыпин Н.В. Износостойкость композиционных алмазосодержащих материалов для бурового инструмента / Н. В. Цыпин. – К.: Наукова думка, 1983. – 191 с.

2. Каракозов А.А. О процессе взаимодействия алмазов с забоем скважины при работе однослой-ных коронок / А.А. Каракозов, М.С. Попова, Р.К. Богданов, А.П. Закора // Породоразрушаю-щий и металлообрабатывающий инструмент – техника и технология его изготовления и при-менения: Сб. науч. тр. – Вып. 14. – К.: ИСМ им. В.Н. Бакуля, НАН Украины, 2011. – С. 78–85.

3. Каракозов А.А. Определение максимальной углубки алмазных резцов однослойных коронок с радиальной раскладкой / А.А. Каракозов, М.С. Попова, C.Н. Парфенюк, Р.К. Богданов, А.П. Закора // Породоразрушающий и металлообрабатывающий инструмент – техника и тех-нология его изготовления и применения / Сб. науч. тр. – Вып.15, – Киев: ИСМ им. В.Н. Бакуля, НАН Украины, 2012. – С. 203–206.

4. Каракозов А.А. Моделирование работы алмазных резцов однослойных коронок на забое и оценка влияния схемы раскладки алмазов на механическую скорость бурения / А.А. Каракозов, М.С. Попова, C.Н. Парфенюк, Р.К. Богданов, А.П. Закора // Наукові праці ДонНТУ, серія «Гірничо-геологічна». Випуск 16 (206). – Донецьк: ДонНТУ, 2012. – С. 162–166.


А.А. Karakozov, M.S. Popova, S.N. Parfenyuk, R.K. Bogdanov, A.P. Zakora

DEVELOPMENT OF DIAMOND SINGLE LAYER CORING BIT EQUIPPED WITH SYNTHETIC SINGLE CRYSTALS WITH HIGH THERMAL STABILITY

Distribution of the load on the single diamond of coring bit is reviewed. The results of laboratory tests of per-formance of test coring bits are described. Developed design on the basis of the results a single-layer diamond coring bit is proposed.

Keywords: synthetic diamond, layout scheme, single-layer coring bit.

202


УДК 622.012:658.011.56

И.С. КОСТЮК (канд. техн. наук, доц.) В.Б. СКАЖЕНИК (канд. техн. наук, доц.) Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

КОМПЬЮТЕРНАЯ ВИЗУАЛИЗАЦИЯ ВАРИАНТОВ РАЗРАБОТКИ УГОЛЬНЫХ

МЕСТОРОЖДЕНИЙ КАК ИННОВАЦИОННЫЙ ИНСТРУМЕНТ ЭФФЕКТИВНОГО УПРАВЛЕНИЯ ШАХТОЙ

Рассмотрены основные направления использования 3D компьютерного моделирования в горном

деле. Обоснованы преимущества 3D компьютерного моделирования для визуализации вариантов разра-ботки угольных месторождений. Выявлены причины, которые сдерживают внедрение компьютерных технологий в процесс управления угольными шахтами.

Ключевые слова: компьютерная визуализация, 3d компьютерное моделирование, разработка угольных пластов, эффективность управления, шахта.

Введение. В процессе разработки угольных месторождений обоснование ко-

рректных управленческих решений сопряжено с рядом осложняющих обстоя-тельств. Среди таких обстоятельств — недостаток исходной информации об осо-бенностях пространственного расположения пластов в недрах земли, о физических процессах, протекающих в боковых породах после проведения выработок и очист-ных работ и т.д. Данная информация, в случае ее истинности и объективности, оказывает определяющее влияние на разработку адекватных управленческих ре-шений, является основой для проектирования и управления процессом ведения го-рных работ, позволяет улучшить условия поддержания горных выработок, эффек-тивно управлять кровлей при ведении очистной выемки, получать угольную про-дукцию более высокого качества и снизить ее себестоимость. Экспериментальное изучение этих процессов на моделях из эквивалентных материалов или из оптиче-ских материалов для получения истинной информации, является трудоемким, до-рогостоящим процессом, а зачастую и не соответствует натуральным условиям те-чения этих процессов из-за низкой точности и слабой достоверности, обусловлен-ных некорректностью выбора критериев подобия моделирования. Поэтому актуа-льной задачей является внедрение компьютерного моделирования процесса разра-ботки угольных месторождений, решение которой позволяет комплексно с необхо-димой точностью управлять процессами подземных горных работ при добыче угля и наглядно визуализировать угольную шахту.

В сложившейся производственной ситуации в настоящее время внедрение в горное дело инструментов современного компьютерного моделирования протекает преступно медленно, и это приводит к излишним материальным затратам, а иногда к опасным последствиям ведения горных работ. Ведь традиционно управленческие решения по выбору варианта ведения горных работ принимались руководителями на основе интуиции и личного пространственного воображения. При этом коррек-тность решений основывалась на большом практическом опыте руководителя. В случае, если у руководителя интуиция слабая или плохо развита, а может быть у него опыта недостаточно, тогда все неудачи процесса управления списываются на пресловутый «человеческий фактор».

Такая ситуация на шахтах вызвана целым рядом объективных причин, осно-вными из которых являются следующие. С одной стороны, создание визуальных моделей требует соответствующего компьютерного и программного обеспечения и привлечение обученных специалистов, а средств на приобретение компьютерного оборудования и программного обеспечения, как правило, не хватает и также никто

© Костюк І.С., Скаженік В.Б., 2014 203


не готовит специалистов, которые способны разрабатывать компьютерные модели угольных месторождений. С другой стороны, непонимание руководителями выс-шего уровня управления шахтами многих преимуществ и возможностей компьютер-ного моделирования отодвигает решение этих проблем на второй план и далекую перспективу, поэтому на шахте данные специалисты не востребованы и, соответст-венно, со стороны предприятий нет заказов на подготовку таких специалистов.

Цель статьи – обоснование возможностей и преимуществ 3D компьютерно-го моделирования для визуализации вариантов разработки угольных месторожде-ний как инновационного инструмента эффективного управления угольной шахтой, а также выявление причин, сдерживающих внедрение компьютерных технологий.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи: показать фундамент новых возможностей, которые развивают визуальную мотори-ку памяти руководителей; обосновать перечень возможных задач геологии, проек-тирования, планирования, требующих использования компьютерной визуализации; выявить факторы, препятствующие распространению и использованию интегриро-ванных компьютерных систем в условиях отечественных угледобывающих пред-приятий.

Анализ последних исследований и публикаций. Визуализация как метод активизации творческого мышления известен давно и используется во многих сфе-рах человеческой деятельности. Широко во всем мире известен метод Хосе Силь-ве, использующий в своей практике созидающую визуализацию, которая основана на использовании различий и особенностей работы двух полушарий мозга для бо-лее эффективной визуализации [1]. Визуализация применяется современными биз-нес школами и является основой новой дисциплины «Развитие визуальной мото-рики памяти» [2]. Это новое и мало афишируемое направление в бизнесе, которое по новизне и эффективности результатов аналогичное действию нанотехнологий. Для эффективной визуализации разработано множество программного обеспече-ния и оборудования, которые позволяют облегчить формулировку новых гипотез, помогают при принятии управленческих решений, поддерживают эффективный обмен идеями и облегчают распространение знаний [3].

Компьютеризация горного производства в части автоматизации разработки графической документации ориентирована на применение стандартных программ-ных средств (системы Autocad, Компас) и специализированных горных систем об-щего назначения (Micromine, GEMS, Datamine, Surpac и др.) [4–6]. Горные системы общего назначения обеспечивают интегрированное решение горно-геометрических и расчетных технологических задач на всех этапах принятия управленческих ре-шений. Эти системы включают ядро и ряд функциональных модулей: геология, проектирование и планирование, маркшейдерская съемка, календарное планирова-ние, оптимизация проектных решений и календарного плана. Графическое ядро систем позволяет визуализировать разведочные данные, поверхности, расположе-ния в пространстве земной коры полезного ископаемого, вмещающих пород, гор-ных выработок и выработанного пространства. В ряде систем возможно моделиро-вание схем транспорта, вентиляции, проявлений горного давления, буровзрывных работ и других технологических процессов. Компьютерные системы используются для построения графической документации: проектов развития горных работ, пла-нов горных выработок, проекций и разрезов.

Мировая практика компьютеризации горного производства показывает, что использование указанных программ для пространственного моделирования качес-твенно изменяет процесс принятия управленческих решений по развитию горнодо-бывающих объектов. Однако, несмотря на функциональность, мировую извест-

204


ность и широкую распространенность, преимущественно на рудниках, систем об-щего назначения для горнодобывающих объектов, внедрение их для угольных шахт Украины сдерживается нерешенностью специфических задач, которые воз-никают только при подземной разработке пластов угольных месторождений, т.е. системы не адаптированы для решения основных технологических задач угольных шахт.

Основные результаты исследования. Визуализация как метод познания или активизации творческого мышления позволяет использовать руководителю или подчиненным механизм пространственного мышления. Благодаря пространст-венному мышлению, происходит постоянное перекодирование образов, т.е. осуще-ствляется переход от пространственных образов реальных объектов к их условно-графическим изображениям, от трехмерных изображений к двухмерным и обратно. Использование компьютерных технологий для визуализации объекта при проек-тировании и разработке математических моделей помогает руководителю увидеть конечный вариант сложной, объемной абстрактной фигуры, которую затрудните-льно мысленно представить. Таким образом, визуализация позволяет упростить и сократить время на передачу мысле-образов руководителя своим коллегам, подчи-ненным или самому визуально сравнивать несколько мысле-образов при выборе оптимального решения любой горной задачи. Также можно сказать, что визуализа-ция является промежуточным звеном между созданием мысле-образа и его матери-ализацией, поскольку мысле-образ создает один работник (руководитель), а его материализацией занимается другой работник (как правило, подчиненный).

Современный уровень развития информационных технологий и возрастаю-щие требования к обоснованию решений, принимаемых при разработке месторож-дений, предопределяют необходимость подготовки специалистов другого качест-венного уровня, т.е. умеющих принимать решения на основе использования широ-кого спектра специализированного программного обеспечения и конечных резуль-татов компьютерного моделирования бизнес-процессов горного производства.

В связи с этим к современному горному инженеру предъявляются дополни-тельные профессиональные требования. Он должен быть еще и специалистом по информационным технологиям в горном производстве. Такие специалисты смогут принимать управленческие решения на уровне современных стандартов качества управления в составе структурных подразделений корпораций и горных предприя-тий, занимающихся непосредственно созданием компьютерных моделей месторо-ждений и горного производства, эксплуатацией специализированных компьютер-ных систем при проектировании, планировании, технико-экономической оценке горных работ.

Современный горный инженер должен обладать знаниями, необходимыми для формализации и моделирования процессов горных работ, грамотной эксплуа-тации специализированных компьютерных систем горного профиля, адаптирован-ных для угольных шахт, уметь осуществлять постановку задач для автоматизации процесса решения задач горного дела, обладать навыками построения пространст-венных компьютерных моделей месторождений и вариантов их разработки. Повы-шение адекватности и оперативности принятия технологических и управленческих решений в горном деле уже стало невозможным без компьютеризации и соответст-вующих знаний в области автоматизации разработки и принятия управленческих решений.

В то же время, горнодобывающие объекты имеют специфику – для принятия обоснованных решений необходимо наличие модели объекта и понимания терми-нологических и технологических основ разработки месторождений. Поэтому спе-

205


циалисты только в информационных системах или же только в горном деле не мо-гут обеспечить принятие обоснованных управленческих решений на необходимом уровне, соответствующем мировым стандартам эффективности управления.

При подготовке современного горного инженера необходимо акцентировать внимание на конкретные технологические задачи горного производства, решение которых предполагает использование пространственного моделирования.

В то же время следует отметить, что на рынке образовательных услуг и на рынке труда сложилась ситуация «замкнутого круга». С одной стороны, ведущие технические ВУЗы не выпускают специалистов в области компьютерного модели-рования в горном деле, поскольку в них нет спроса, т.е. трудно убедить абитуриен-тов в перспективности данной специальности, если на шахтах в ней не нуждаются. А с другой стороны, на шахтах такие специалисты еще не востребованы, потому что информированность первых руководителей шахт в полезности и эффективнос-ти компьютерного моделирования недостаточная, поэтому они эти инновационные возможности еще не стремятся внедрять в свое производство по причинам пока еще трудно объяснимым. В связи с этим требуется поиск мотивационных факто-ров, которые способствовали бы внедрению компьютерного моделирования в практику управления горным производством.

Для того чтобы разорвать этот информационный «замкнутый круг», было бы полезным и необходимым сформулировать область применения 3D компьютерного моделирования на отечественных угольных шахтах.

Анализ основных технологических задач ведения горных работ на угольных шахтах с точки зрения автоматизации их решения или повышения качества полу-чаемого результата можно выделить следующие основные направления использо-вания 3D компьютерного моделирования в горном деле и задач, которые на совре-менном уровне управления необходимо решать с применением компьютерной ви-зуализации:

– Оценка вариантов концентрации горных работ позволит выбирать рацио-нальный вариант ведения горных работ с более экономичными показате-лями.

– Выбор вариантов надработки, подработки разрабатываемых пластов поз-волит выполнять горные технологические процессы на достаточном уров-не безопасности.

– Разработка общешахтных схем вентиляции и транспорта позволит сделать их более понятными и удобочитаемыми, что также ускорит процесс разра-ботки своевременных управленческих решений. При этом одну и ту же компьютерную модель можно использовать для различных технологичес-ких целей, что существенно экономит время и материальные затраты на получение качественно различных результатов.

– Внедрение 3D компьютерного моделирования и компьютерной визуализа-ции в горном деле позволит провести реинжиниринг методики разработки управленческих решений по ведению горных работ, т.е. за счет внедрения в процесс управления новых дополнительных бизнес-процессов, создают-ся благоприятные условия для обеспечения более высокого качественного уровня решений в области безопасности и экономичности горных работ.

– Визуализация разработки угольных месторождений предоставляет новые возможности в обучении специалистов, повышает качество горного обра-зования.

– Перевод нынешних студентов на качественно новый уровень получения образовательных услуг позволяет визуализацию сделать мотивационным

206


фактором, который способствует развитию у студентов профессионально-го интереса к получению знаний на основе современных инновационных технологий.

– Возможность структурировать объекты в базе данных и визуализировать их в соответствии с возникающими потребностями позволяет сделать мо-дель более сконцентрированной и в то же время специализированной по нескольким различным технологическим либо организационным задачам.

Мотивация внедрения компьютерных технологий при решении задач горно-го производства должна основываться на понимании с одной стороны, возможного эффекта от внедрения новых технологий и с другой – предотвращение отрицатель-ных последствий, к которым могут привести ошибочные технологические решения.

В таблице представлены задачи, требующие решения на основе пространст-венного моделирования, и возможные последствия принятия ошибочных решений вследствие недостаточной визуализации объекта.

Таблица – Последствия принятия ошибочных решений

Этапы принятия решений

Принимаемые решения Возможные последствия ошибочных решений

Геологоразведка Границы отработки запа-сов, корректировка отра-ботки с учетом информа-ции о геологических нарушениях

Потери угля в недрах при не-адекватном оконтуривании или разведке запасов Ухудшение качества извле-каемой горной массы

Дополнительные затраты на перемонтаж комплексов при обнаружении непереходимых геологических нарушений

Проектирование Конструирование сети горных выработок (схема вскрытия, схема транспор-та и вентиляции)

Дополнительные затраты на проведение и поддержание горных выработок

Планирование Пространственное рас-положение добычных и подготовительных забоев, последовательность их от-работки

Отрицательное влияние на горные работы некорректной надработки и подработки пластов. Снижение концентрации гор-ных работ.

Оценка месторожде-ний и вариантов разра-ботки

Сравнение шахт и вариан-тов разработки по техни-ческим критериям (с уче-том конфигурации запасов и сети горных выработок)

Снижение эффективности горных работ из-за разра-ботки менее предпочтитель-ных месторождений и выбора нерациональных вариантов разработки

При участии сотрудников ДонНТУ разработан программный комплекс «Ру-

дник-3D» [7]. Пример 3D визуализации развития горных работ на угольной шахте, выполненный с использованием этого программного обеспечения, представлен на рис.

207


Двухлетний опыт внедрения в учебный процесс на горном факультете

ДонНТУ программного обеспечения для 3D моделирования угольных шахт пока-зал эффективность такого подхода. В процессе построения модели шахты, исходя из планов горных выработок и схемы вскрытия шахтного поля, студенты лучше представляют пространственную конфигурацию сети горных выработок, могут ви-зуально оценить подработку и надработку угольных пластов, а также визуализиро-вать эффект от концентрации горных работ. Такое обучение вызывает у студентов профессиональный интерес, повышает их компетентность в деле ведения горных работ и улучшает качество принимаемых студентами решений.

б)

а)

Рис. Каркасная модель развития горных работ на шахте:

а – вид сверху; б – вид сбоку

208


Выводы Современные компьютерные технологии позволяют повысить эффектив-

ность управленческих решений на различных этапах развития угольной шахты. Внедрение интегрированных компьютерных систем сдерживается нерешенностью специфических задач, возникающих при подземной разработке угольных месторо-ждений; отсутствием приемлемых по цене отечественных разработок, неподготов-ленностью персонала шахты. Преодоление этих сдерживающих факторов позволит перейти к эффективному совершенствованию всей системы управления угольной шахтой до уровня мировых стандартов.


1. Метод Сильва [Электронный ресурс]. – Режим доступа: http://www.metodsilva.ru/ 2. Лысов С. Визуализация. Скрытые методы управления (редакция: ноябрь, 2009). [Электронный

ресурс] / С. Лысов // ЛИГА. Блоги – Режим доступа: http://blog.liga.net/user/lysov/article/1108.aspx 3. Кузнецов С. Настоящее и будущее визуализации. [Электронный ресурс] / С. Кузнецов // От-

крытые системы. СУБД №06, 2013. Тема майского номера журнала Computer (IEEE Computer Society, Vol. 46, No. 5, May 2013) – компьютерная визуализация. – Режим доступа: http://www.osp.ru/os/2013/06/13036860/

4. Капутин Ю.А. Опыт применения результатов компьютерного моделирования месторожде- ний Горловского угольного бассейна для стратегического и оперативного планирова-ния / Ю.А. Капутин, С.Б.Никишичев, А.А. Твердов // Уголь. – 2012. – №1. – С. 60–63.

5. BIM-проектирование объектов горнодобывающей промышленности. [Электронный ресурс]. – Режим доступа: http://www.autodesk.ru/adsk/servlet/item?siteID=871736&id=22709960

6. Грищенков Н.Н. Геоинформационное обеспечение электронных планов горных работ / Н.Н. Грищенков // Науковi працi ДонДТУ. – Донецьк, 2001. – Вип. 28. – С.24-29.

7. Программное обеспечение для моделирования месторождений [Электронный ресурс]. – Ре-жим доступа: http://geosoft.dn.ua/


І.С. Костюк, В.Б. Скаженік

КОМП'ЮТЕРНА ВІЗУАЛІЗАЦІЯ ВАРІАНТІВ РОЗРОБКИ ВУГІЛЬНИХ РОДОВИЩ ЯК ІННОВАЦІЙНИЙ ІНСТРУМЕНТ ЕФЕКТИВНОГО УПРАВЛІННЯ ШАХТОЮ

Розглянуто основні напрями використання 3D комп'ютерного моделювання в гірничій справі. Обгрунто-вано переваги 3D комп'ютерного моделювання для візуалізації варіантів розробки вугільних родовищ. Виявлено причини, які стримують впровадження комп'ютерних технологій у процес управління вугіль-ними шахтами.

Ключові слова: комп'ютерна візуалізація, 3d комп'ютерне моделювання, розробка вугільних пластів, ефективність управління, шахта

I.S. Kostyuk, V.B. Skazhenik

COMPUTER VISUALIZATION OF COAL MINING VARINTS AS AN INNOVATIVE TOOL FOR EFFECTIVE MINE MANAGEMENT

Main directions of 3D computer modeling in mining are considered. Benefits of 3D computer modeling to visu-alize coal mining variants are justified. Reasons are identified, which constrain the introduction of computer technology in the management of coal mines.

Keywords: computer visualization, 3d computer modeling, development of coal seams, effectiveness of management, mine

209


УДК 622.807.4

Ю.Ф. БУЛГАКОВ (д-р техн. наук) М.С. ГОРОБЕЙ (аспирант) Донецкий национальный технический университет, г.Донецк

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА

ОСАЖДЕНИЯ УГОЛЬНОЙ ПЫЛИ В ГРАВИТАЦИОННЫХ И ЭЛЕКТРОСТАТИЧЕСКИХ ПОЛЯХ

В статье приведены результаты исследований процесса пылеподавления взвешенной в воздухе

угольной пыли с помощью распыленной воды, с учетом действия гравитационных и статических полей. Было установлено, что в активной зоне действия факела эффективность подавления пыли определяется величиной вектора скорости капель жидкости. За пределами активной зоны эта эффективность опреде-ляется величиной скорости падения капель и электрическими силами. Показано, что результаты расче-тов хорошо согласуются с экспериментальными данными.

Ключевые слова: пыль, пылеподавление, диспернированная вода, электростатическое поле, гравитационное поле.

Проблеме пылеподавления в угольных шахтах посвящен ряд работ отечест-

венных и зарубежных исследователей [1-7]. При проведении исследований, нами было сделано допущение о том, что за пределами динамически активной (турбу-лентной) зоны действия факела, движение капель жидкости станет стационарным, поскольку их скорости практически сравняются со скоростью вентиляционного потока. При этом относительная скорость движения диспергированной жидкости станет равной скорости осаждения капель под действием сил гравитации U = υ2. В этом случае можно принять время, как отношение расстояния к скорости движе-ния воздуха: t = x/u0. Тогда изменение концентрации пыли за пределами активной зоны будет происходить не по времени, а по длине выработки, и уравнение движе-ния можно записать в виде:

СZudd

ZCddе

dх

dC

kч

kч

0

211 /77,0

2

3

(1)

Входящая сюда функция концентрации жидкости за пределами активной зо-

ны будет зависеть не от времени, а от расстояния до активной зоны. В результате, уравнение изменения концентрации можно записать в виде

02

1 /exp)( uхSh

kZхZ

(2)

Здесь под функцией начальной концентрации Z1 будем подразумевать сум- марный относительный расход жидкости, пренебрегая её потерями в активной зоне:

01 / QnqZ ф (3)

© Булгаков Ю.Ф., Горобей М. С., 2014

210


Представим коэффициент е захвата частиц пыли за пределами активной зо-ны в виде суммы двух коэффициентов:

эгр еее , (4)

где егр – коэффициент захвата при действии гравитационных сил; еэ – коэффициент захвата при действии электростатических сил.

Согласно данным исследований [8], коэффициент захвата при действии электростатических сил может быть определён по формуле

)(3

1622

2 чkч

kчэ ddd

qqе

, (5)

где qч – средний электростатический заряд частиц пыли, Кл (кг0,5м1,5/с); qк – средний электростатический заряд капель жидкости, Кл (кг0,5м1,5/с). Так как dч << dk , то с достаточной степенью точности формулу (5) можно представить в виде

2

23

16

kч

kчэ dd

qqе

(6)

Принимая все входящие в уравнение (1) параметры за константу, кроме функции Z, и подставляя её выражение (2) в (1), получим после интегрирования

022

2111 /)//(exp1

//

)(

2

)/77,0/(3exp)( uхShk

Shk

ееdCdZCtС эгрчk

(7)

Суммарный эффект пылеподавления в поле гравитационных и электроста-тических сил имеет место, когда экспонента в формуле (7) мала по сравнению с единицей. Тогда вероятность пылеподавления за пределами активной зоны может быть определена как произведение вероятностей

Shk

ееdCdZCСРР эгрчk

//

)(

2

)/77,0/(3exp/

2

211132

, (8)

где Р2 – вероятность пылеулавливания в поле гравитационных сил (еэ = 0); Р3 – вероятность пылеулавливания в поле электростатических сил (егр = 0).

211


Формула (8) ещё более упрощается, если пренебречь с некоторым "запасом" площадью, заполненной пылью по сравнению с площадью, заполненной дисперги-рованной жидкостью, в результате чего с учётом (3) получим

Shk

ее

Q

dnqCСРР эгрkф

//

)(

2

/3exp/

2

2

0132

(9)

Поскольку процессы улавливания частиц пыли каплями жидкости в актив-ной зоне факела и за его пределами независимы друг от друга, то общая вероят-ность пылеподавления определяется с учётом (9) по формуле

}

//

)({

2

/3exp

2

20

0321 Shk

ее

S

lSkе

Q

dnqРРРР эгрффkф

(10)

Анализ данных [8] по расчёту коэффициента захвата частиц пыли диамет-ром 10 мкм и более показывает, что в поле гравитации с достаточной степенью то-чности может быть использована формула

kч

чгр dd

dе

/320002

2

(11)

На рис. 1 показана зависимость коэффициента захвата частиц пыли каплями жидкости в гравитационном поле при разных диаметрах частиц. Там же нанесены расчётные кривые зависимости (10).

Рис. 1. Зависимость коэффициента захвата частиц пыли от диаметра капель жидкости при разных диаметрах частиц (ж – 10 мкм, + – 14 мкм, ◊ – 17,5 мкм, × - 26 мкм, ● – 35 мкм)

212


По данным МакНИИ [9] средний медианный диаметр взвешенных частиц угольной пыли в очистных забоях Донбасса составляет 20 – 30 мкм. При этом указывается, что содержание тонкодисперсной пыли (менее 10 мкм) колеблется в пределах 12 -27%. Такие частицы должны улавливаться электростатическими ме-тодами.

На рис.2 представлена зависимость вероятности пылеподавления в поле гравитации от концентрации распылённой жидкости при действии 6-ти форсунок. Расчёты проводились по формулам ( 9) и (11) при диаметрах частиц пыли 10 и 20 мкм, высоте выработки h = 3 м, коэффициенте неравномерности скорости паде-ния k = 2 и при отсутствии электростатического поля. Потери на стенках выработ-ки принимались пренебрежимо малыми (γ = 0).

Как показывают результаты расчёта, вероятность пылеулавливания частиц пыли в поле гравитации тем меньше, чем меньше их диаметр. Так, при диаметре частиц 10 мкм можно уменьшить её концентрацию до 60%, а при средней концент-рации пыли 20 мкм, она уменьшается в гравитационном поле до 40%.

Рис. 2. Вероятность пылеулавливания в поле гравитации за пределами активной зоны факела в зависимости от относительного расхода распылённой жидкости при действии 6-ти конусных

форсунок и разных диаметрах частиц пыли

Вероятность пылеулавливания под действием электростатических сил может быть определена по формуле (5) с учётом (8) при егр = 0. В результате получим

}//

1

3

16{

2

/3exp

22

03 Shkdd

qq

Q

dnqР

kч

kчkф

( 12)

Обычно вероятность пылеулавливания электростатическим методом оцени-вается путём измерения напряжённости электрического поля водного аэрозоля. Эта напряжённость (В/м) определяется по формуле

2k

kk d

qЕ

, (13)

где ε – диэлектрическая постоянная, связанная с проницаемостью среды.

213


Аналогично напряжённость электрического поля пылевого аэрозоля нахо-дится по формуле

2ч

чч d

qЕ

(14)

С учётом1 ( 13) и ( 14) формула ( 12) примет вид

}//

/{

8exp

2

2

03 Shk

EЕdd

Q

nqР kчkчф

, (15)

где Еч – напряжённость электрического поля пылевого аэрозоля, В/м [(кг/м)0,5/с]; Еk – напряжённость электрического поля водного аэрозоля, В/м [(кг/м)0,5/с].

Анализ полученной зависимости (15) показывает, что при уменьшении ка-пель жидкости существенно увеличивается вероятность пылеулавливания. При этом необходимо учитывать электробаланс системы с тем, чтобы напряжённость водного аэрозоля не превышала напряжённости пылевого потока (Ек ≤ Еч). Превы-шение этой напряжённости приведёт к излишним потерям электростатической энергии.

На рис.3 представлена зависимость вероятности пылеулавливания от напря-жённости электрического поля водного аэрозоля при следующих исходных дан-ных: Еп = 1200 В/м; n = 1; qф = 0,2 кг/с; Q0 = 0,64 м3/с; μ = 1,95·10-5 кг/(м·с); k = 2; dч = 10-5 м; dk = 2·10-4 м; h = 0,7 м; γ = 0.

В качестве исходных данных использованы результаты работ МакНИИ [9], полученные при проведении экспериментов по гидрообеспыливанию на лабора-торном стенде в электростатическом поле. Электрическая постоянная проницае-мости среды найдена при сравнении расчётных и экспериментальных данных и равна ε = 4·10-4.

Рис. 3. Вероятность пылеулавливания в электростатическом поле за пределами активной зоны факела в зависимости от напряжённости водного аэрозоля (кружочками обозначены опытные

данные МакНИИ [10]).

214


Как показывают результаты расчёта, напряжённость пылевого потока также играет большую роль, увеличивая вероятность гидрообеспыливания. Однако ре-зультирующий и максимальный эффект будет достигнут, когда два заряда, проти-воположных по знаку и величине, компенсируются, а напряжённости электричес-ких полей сравняются (Еч = Ек).

Таким образом, разработанная математическая модель динамики пылевых и диспергированных водных потоков и результаты исследования их взаимодействия в гравитационном и электростатическом полях позволяют научно обоснованно определить рациональные параметры факела орошения. Ещё большую достовер-ность результатов теории позволят подтвердить дополнительные эксперименталь-ные исследования в данном направлении.


1. Саранчук В.И. Пути повышения эффективности пылеподавления орошением / В.И. Саранчук, В.В. Рекун, В.А. Тамко // Уголь Украины. – №9. – Киев: Техника, 1981. – С. 33-34.

2. Медведев Э.Н. Совершенствование способов обеспыливания при щитовой выемке крутых пла-стов / Э.Н. Медведев, А.П. Коренев, Л.И. Скляров // Уголь Украины. – № 2. – Киев: Техника, 1983. – С. 26-27.

3. Мальцев В.Н. Новый смачиватель для борьбы с угольной пылью / В.Н. Мальцев, О.И. Кашуба, Н.А. Гамза // Уголь Украины. – Киев: Техника, 2002.– С. 29.

4. Средства комплексного обеспыливания горных предприятий. – М: Недра, 1991. – 252 с. 5. Ищук И.Г. Средства комплексного обеспыливания горных предприятий / И.Г. Ищук, Г.А. Позд-

няков. Справочник. – Москва: Недра, 1991. – 251 с. 6. Кошуба О.И. Работы МакНИИ в области борьбы с рудничной пылью / О.И. Кошуба // Сб.

науч.тр.: Способы и средства создания безопасных и здоровых условий труда в угольных шах-тах. – МакНИИ, 2000. – С. 37-41.

7. Фон Фельзен-Цервек В. Пути повышения уровня безопасности в каменноугольной промыш-ленности / В. Фон Фельзен-Цервек // Глюкауф (рус. Пер.). – 1991. – №17/18.– С. 6-19.

8. Кудряшов Р.Р. Смачивание пыли и контроль запылённости воздуха в шахтах / Р.Р. Кудряшов, Л.Д. Воронина, М.К. Шуринова, Ю.В. Воронина, В.А. Большаков. – М.: Наука, 1979. – 196 с.

9. Саранчук В.И. Физико-химические основы гидрообеспыливания и предупреждения взрывов угольной пыли / В.И. Саранчук, В.Н. Качан, В.В. Рекун. – Киев: Наук. Думка, 1984. – 216 с.

10. Козлюк А.И. Водоснабжение угольных шахт для борьбы с пожарами и пылью / А.И. Коз-люк.– М.: Недра, 1979. – 287 с. Bulgakov Y.F., Gorobey M.S (Donetsk)


Ю.Ф. Булгаков, М.С. Горобей

ТЕОРЕТИЧНІ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ ОСАДЖЕННЯ ВУГІЛЬНОГО ПИЛУ В ГРАВІТАЦІЙНИХ І ЕЛЕКТРОСТАТИЧНИХ ПОЛЯХ У статті наведені результати досліджень процесу пилопригнічення зваженого в повітрі вугільного пилу за допомогою розпорошеної води, з урахуванням дії гравітаційних і статичних полів. Було встановлено, що в активній зоні дії факела ефективність пригнічення пилу визначається величиною вектора швидкості крапель рідини. За межами активної зони ця ефективність визначається величиною швидкості падіння крапель і електричними силами. Показано, що результати розрахунків добре узгоджуються з експери-ментальними даними.

Ключові слова: пил, пилопригнічення, діспернірована вода, електростатичне поле, гравітаційне поле

215


Y.F. Bulgakov, M.S. Gorobey

THEORETICAL INVESTIGATIONS OF DEPOSITION COAL DUST IN GRAVITY AND ELECTROSTATIC FIELDS

The results of researches of process of suppression of the coal dust, weighed in air, with the help of the sprayed water are submitted in this article. The efficiency of suppression depends on a type of a spray, dispersions of a liquid and from the direction of action of a jet concerning and flow of air. The results of accounts well coincide with experimental data. Keywords: dust suppression. sprayed water, a static field, gravitation field.

216


УДК 622.833

И.Н. ПОПОВИЧ (соискатель) ГВУЗ «Национальный горный университет», г.Днепропетровск

ЧИСЛЕННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ГЕОМЕХАНИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В

ОКРЕСТНОСТИ ВЫЕМОЧНОГО ШТРЕКА В ЗОНЕ ВЛИЯНИЯ ОЧИСТНЫХ РАБОТ

Приведены результаты мониторинга состояния выемочного штрека шахты «Комсомольская». На основании анализа применяемых средств охраны и крепления подготовительных выработок установлено, что в некоторых случаях их не удается сохранить для повторного использования, что влечет за собой до-полнительные материальные затраты. Проанализирован механизм укрепления пород анкерами 2-х уров-ней на сопряжении подготовительной выработки с лавой, при охране полосой из «Текхарда». Промоде-лирована возможность обеспечения устойчивости при минимальном количестве анкеров.

Ключевые слова: штрек, лава, численное моделирование, зона неупругих деформаций, анкер. Введение. С неизбежным увеличением глубины разработки четко прослежи-

вается тенденция снижения устойчивости поддерживаемых подготовительных вы-работок. Часто деформации контура проводимых выработок превышают допусти-мые пределы, и требуют увеличения площади сечения уже после прохода первого очистного забоя. В результате этого, повторное использование выработки станови-тся невозможным, что приводит к большим материальным затратам при отработке угольных запасов.

Чрезвычайно актуальным этот вопрос является для шахт ГП «Антрацит», в частности для шахты «Комсомольская», где в настоящее время реализуется про-грамма перехода на бесцеликовую отработку угольных пластов с внедрением ан-керной крепи. В данной ситуации для обоснования параметров систем крепления выработок требуется детальное изучение геомеханических процессов, происходя-щих в зоне влияния очистных работ.

Целью данной работы является оценка степени влияния элементов системы крепления на повышение устойчивости сопряжения «лава-штрек» в 3-м восточном конвейерном штреке пласта h8 ОП «Шахта «Комсомольская» ГП «Антрацит».

Материал и результаты исследований. Задачей исследований являлось воссоздание картины формирования поля напряжений, деформаций и перемещений пород при проведении подготовительных и очистных выработок 32-й восточной лавы пласта h8 в горно-геологических условиях шахты «Комсомольская». Это осуществлялось путем математического моделирования геомеханических процес-сов на основе методов механики деформируемого тела и современных численных методов исследования.

При сопряжении с 32-й восточной лавой конвейерный штрек охраняется сборной полосой из твердеющей смеси «Текхард». Для повышения устойчивости штрека в окне лавы и позади нее, а также для обеспечения технологичности конце-вых операций предполагается использование анкеров двух уровней (сталеполи-мерные и канатные). Основной задачей данного этапа исследований является мо-делирование работы анкерной системы и оценка ее эффективности на различных этапах функционирования выработки.

В дальнейшем полученные результаты послужат основой для рекомендаций в отношении рациональных параметров крепления и охраны 3-го восточного кон-вейерного штрека при сопряжении его с лавой.

Для реализации метода конечных элементов в данной работе используется лицензионная вычислительная программа “Phase-2” компании Rocscience [1].

© Попович I.М., 2014 217


Первый этап расчетов был направлен на адаптацию деформационной модели породного массива и расчетного алгоритма к реальным свойствам пород и извест-ным условиям эксплуатации выработок, т.е. осуществлялась «калибровка» модели и вычислительной процедуры.

Начальное поле напряжений, создаваемое весом вышележащих пород для заданной глубины:

МПа 19 Hy (1)

Здесь 3/25 мкН – объемный вес пород, H = 750 м – глубина разработки. Граничные условия задаются в перемещениях – все границы жестко закреплены. Гра-ница выработок свободна от напряжений.

На первом этапе моделировалось поведение породного массива в окрестности сопряжения подготовительной и очистной выработки в отсутствии крепи с целью определения свободных перемещений пород и размеров зон разрушения пород (не-упругих деформаций), которые создают давление на крепь.

Изначально моделировался нетронутый породный массив, затем «проводилась» одиночная выработка – 3-й восточный конвейерный штрек. С учетом сформировав-шегося поля напряжений и реализовавшихся пластических деформаций путем изме-нения граничных условий имитировался подход лавы к штреку. Охрану выработки в окне лавы осуществляют путем выкладывания охранной полосы шириной 1.5 м.

Рис. 1. Расчетная схема к решению задачи об оценке напряженно-деформированного состояния

в окрестности системы «лава-штрек» (стадия 3) Метод конечных элементов позволяет определить все компоненты напряже-

ний и перемещений в породной среде в окрестности выработки и любой точке мас-сива. Однако с практической точки зрения интерес представляет определение обла-сти пород, где породы разрушены – зона неупругих деформаций. Именно породы, за-ключенные в этой зоне, создают нагрузку на крепь выработок. Определить указан-ную область можно на основе той или иной теории прочности.

Наиболее апробированным, хорошо развитым и широко применяемым в прикладных программных пакетах, является критерий прочности Хоека-Брауна, который позволяет оценить степень разрушения породы в рассматриваемой точке среды от совокупного воздействия нормальных и касательных напряжений, учиты-вая при этом природную и техногенную нарушенность пород.

Вычислительная программа “Phase-2” содержит модуль, реализующий про-верку обобщенного критерия Хоека-Брауна. Критериальные соотношения прове-ряются в каждой точке массива и таким образом выявляется зона разрушения, об-разующаяся в результате концентрации напряжений в окрестности выработок.

218


В результате моделирования установлено, что максимальный размер ЗНД по нормали к напластованию составляет 2,7 м. Непосредственно на контуре имеет место зона разрушения от растягивающих напряжений, которую можно трактовать как зону интенсивной трещиноватости. Вне зоны влияния лавы ее размер не пре-вышает 0,45 м.

При ширине выработки 5,2 м площадь разрушения над выработкой состав-ляет 14 м2, а вес пород, создающий нагрузку на 1 м выработки – 31,1 т/м при от-сутствии динамического эффекта. Такая нагрузка сопоставима с несущей способ-ностью крепи АП-13,8 (Рнес = 25 т/м при использовании планок ЗЗД [2] с шагом установки 0,8 м. Создаваемый ею отпор составляет 25/0,8 = 32 т /м.

Таким образом, при отсутствии переборов при проведении штрека нагрузка со стороны массива вне зоны влияния лавы вполне компенсируется установкой ме-таллической крепи АП-13,8. Однако при наличии зазоров между породным обна-жением и крепью возможно динамическое нагружение арки крепи весом пород, потерявших сцепление с основным массивом. Тогда, принимая коэффициент ди-намичности, равным 2,0, получим нагрузку на крепь, равную 62 т/м. Для реализа-ции отпора такому давлению пород необходимо устанавливать не менее 2-х арок крепи на 1 м, что значительно повысит металлоемкость крепи, либо предусмотреть усиление рамной крепи анкерами.

В вертикальном направлении непосредственно над правым бортом выработ-ки зона разрушения простирается на высоту 8,1 м. Над охранным элементом высо-та зоны разрушения составляет 9,4 м (рис. 2). Над очистной выработкой общая зо-на разрушения, где реализуется разрушение и сдвигом и отрывом – 12 м. Породы, в которых реализуется разрушение от растяжения, распространяются на высоту 9,8 м. Борт выработки, охраняемый со стороны лавы полосой из твердеющей смеси испытывает значительное давление от веса разрушенных пород.

Рис. 2. Зона разрушения при сопряжении конвейерного штрека с лавой (3-я стадия моделирования)

Проанализируем свободные перемещения контура выработки (в отсутствии и

рамной и анкерной крепи) (рис. 3, а). Для их определения использована упруго-пластическая модель деформиро-

вания, основанная на соотношениях теории прочности Хоека-Брауна. Значения пе-ремещений составляют: 0,08 м в почве, 0,49 м в кровле и 0,23…0,24 м в боках. Та-ким образом, уменьшение сечения 3-го восточного конвейерного штрека пласта h8 до попадания в зону влияния очистных работ составляет (по сравнению с сечением в проходке) В = 4,73м, Н = 2,65.

219


При попадании сечения штрека в окно лавы интенсивность смещений значи-тельно возрастает (рис. 3, б).

Из рисунка видно, что смещения в кровле со стороны примыкающей лавы развиваются до 1,02 м. Смещения в почве увеличиваются незначительно благодаря прочному песчаному сланцу в почве угольного пласта. Со стороны угольного пласта смещения в боках составляют 0,46 м. Смещения борта выработки, охраняемого полосой «Текхард» достигают 0,8 м. Уменьшение сечения 3-го восточного конвейер-ного штрека после прохода лавы (по сравнению с сечением в проходке) следует ожидать по ширине до 3,92 м, по высоте – до 2,18 м.

а) б)

Рис. 3. Свободные перемещения контура выработки: а – при отсутствии крепи; б – при отсутствии крепи при сопряжении с лавой, с учетом

охранного элемента из смеси «Текхард»

Таким образом, в зоне влияния очистных работ выработка испытывает зна-чительные деформации со стороны разрушенного над лавой массива, для компен-сации которых недостаточно установки рамной крепи с шагом 0,8 м. Поскольку увеличение плотности металлической крепи ведет к значительным затратам, наи-более рациональным решением является укрепление пород анкерами, то есть ис-пользование рамно-анкерной комбинированной крепи.

На втором этапе выполнялся прогноз поведения породного массива при раз-личных вариантах охраны выработки и параметров крепи. Деформации борта вы-работки со стороны лавы могут быть стабилизированы путем установки двух анке-ров над бровкой под углом 40° к горизонтали, длиной 2,4 м. Сталеполимерные ан-кера имитировались средствами программы “Phase-2” как стальные стержни, кото-рые закреплены в массиве полимером по всей длине.

Основной величиной, показывающей степень эффективности анкерной сис-темы, являются смещения породного контура. На рис. 4 показаны смещения кон-тура выработки при установке двух анкеров над бровкой до и после подхода лавы.

а) б)

Рис. 4. Смещения контура при установке двух анкеров над бровкой:

а – до прохода лавы; б – в момент прохода лавы

220


Из рисунков видно, что непосредственно в месте установки анкеров пере-мещения контура составляют всего 0,06 м. По сравнению с вариантом отсутсвия крепи (рис. 3) смещения в этой части контура уменьшились в 4 раза. Однако, уста-новка только двух анкеров не компенсирует смещения в целом по контуру вырабо-тки. Позитивная, но недостаточная роль только двух анкеров показана на рис. 4,б, где рассмотрено попадание сечения выработки в створ лавы. Рассмотрен также ва-риант укрепления анкером противоположного борта выработки. Анкер устанавли-вается под углом 500 к горизонтали.

На рис. 5 показана зона разрушения при условии своевременной установки анкеров в бортах выработки.

Рис. 5. Зоны разрушения в районе сопряжения конвейерного штрека с лавой при установке

анкеров при проведении выработки

С учетом того, что 3-й восточный конвейерный штрек планируется исполь-зовать повторно, необходимо стабилизировать расслоение и трещинообразование в кровле в момент сопряжения с лавой, когда выполняется операция снятия и после-дующего восстановления ножки крепи. Это может быть достигнуто путем приме-нения анкеров канатных анкеров.

На рис. 6 показана расчетная схема для моделирвания установки анкеров 2-х уровней (показана расчетная схема для заключительной – 4-й стадии, когда сече-ние штрека находится в створе лавы).

Рис. 6. Расчетная схема – подход лавы к сечению выработки, закрепленной

2-х уровневой анкерной системой

Рис. 7. Смещения контура выработки в зане влияния лавы при установке 2-х

уровневых анкеров

221


При рассмотренных вариантах крепления интенсивные деформации по-прежнему ожидаются в боках выработки, особенно со стороны лавы. Стабилизация их на уровне 0,3 м (борт, противоположный лаве) и 0,8 м (сопряжение с лавой) во-зможна только при условии, что элемент охраны (шириной не менее 1.5 м) облада-ет достаточной жесткостью, выкладываются в сроки, минимально возможные тех-нологически после обнажения пород.

Выводы Дополнительное усиление рамной крепи сталеполимерными анкерами длиной

2,4 м, установленными над бровкой и в кровле с противоположной стороны выработки уменьшает смещения контура выработки по сравнению с вариантом отсутствия анкеров (свободные смещения). Максимальные перемещения в кровле составляют 0,5 м, в боках со стороны массива – 0,28…38 м, со стороны лавы – 0,75 м. При этом уменьшается зона разрушения над выработкой, что снижает нагрузку на рамную крепь. Установка анкеров 2-го уровня уменьшает перемещения в кровле до 0,3 м (рис. 7).


1. Phase2. Finite Element Analysis for Excavations and Slopes, version S.O [Электронный ресурс]. – Режим доступа: http://www.rocscience.com/prodncts/3/Phase2.

2. Шашенко А.Н. Механика горных пород / А.Н. Шашенко, В.П. Пустовойтенко. – К. : Новий друк, 2003. – 399 с.


I.М. Попович

ЧИСЕЛЬНІ ДОСЛІДЖЕННЯ ГЕОМЕХАНІЧНИХ ПРОЦЕСІВ НАВКОЛО ВИЇМКОВОГО ШТРЕКУ В ЗОНІ ВПЛИВУ ОЧИСНИХ РОБІТ

Наведені результати моніторингу стану виїмкового штреку шахти «Комсомольска». На підставі аналізу засобів охорони та кріплення підготовчих виробок, що застосовують на шахті, встановлено, що в деяких випадках їх не вдається зберегти для повторного використання, що тягне за собою додаткові матеріальні витрати. Проаналізований механізм зміцнення порід анкерами 2-х рівнів на сполученні підготовчої виро-бки з лавою, при охороні смугою з «Текхарду». Промодельована можливість забезпечення стійкості при мінімальній кількості анкерів.

Ключові слова: штрек, лава, чисельне моделювання, зона непружних деформацій, анкер

I. Popovich

NUMERICAL STUDY OF GEOMECHANICAL PROCESSES AROUND THE COAL WORKING IN THE ZONE OF LONGWALL

The results of monitoring the state of advance working mine "Komosomolskaya" preliminary. Based on the analysis of the means of protection and fastening of development found that in some cases they can not be saved for reuse, which entails extra material costs. Аnalyzed the mechanism of strengthening rock anchors 2 levels at the junction of advance working with longwаll, with the protection of a band of "Tekharda." Modeled on the sustainability of a minimum number of anchors.

Keywords: drift, longwall, nimierical simulation, inelastic deformation zone, anchor

222


УДК 622.833

В.В. ЯНКО (канд. техн. наук, доц.) ГВУЗ «Национальный горный университет», г.Днепропетровск

ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ КРЕПИ В ЗОНЕ ДИЗЪЮНКТИВНОГО НАРУШЕНИЯ

Приведены технологические особенности поддержания выработок в зоне дизъюнктивных нару-

шений на шахтах ОАО «ДТЭК ДОБРОПОЛЬЕУГОЛЬ». Цель работы заключается в разработке методи-ки определения параметров металлического арочного крепления горизонтальных выработок в зоне геологических нарушений для горнотехнических условий шахт ОАО «ДТЭК ДОБРОПОЛЬЕУГОЛЬ». Предложен подход к определению параметров крепи в зоне дизъюнктивного нарушения и на основании этого получен экономический эффект. Получены зависимости угла наклона сместителя и мощности гео-логического нарушения на его зону влияния.

Ключевые слова: дизъюнктивное нарушение, поддержание выработок, параметры крепи, мощ-ность нарушения.

Введение. Большое количество капитальных и подготовительных выработок

в угольных шахтах Донбасса пересекают геологические нарушения, которые часто приводят к увеличению стоимости проходческих робот и в дальнейшем больших затрат для их поддержки и эксплуатации.

В условиях постоянного увеличения глубины ведения горных работ вопрос обеспечения устойчивости подземных выработок в зоне дизъюнктивных геоло-гических нарушений, особенно не выявленных на стадии геологической разведки, приобретает особое значение.

К технологическим особенностям поддержания выработок в зоне нарушений на шахтах ГП «Добропольеуголь» относится:

1. Крепление в местах геологических нарушений, в местах неустойчивой кровли и в зонах опорного горного давления;

2. Применение опережающей штанговой крепи, перекрытие в местах выва-лов деревянными верхняками, закладка пустот деревянными «кострами»;

3. Анкерование кровли при наличии вывалов; 4. Выемка угля вприсечку; 5. Затяжка кровли вразбежку; 6. Нагнетание в трещиноватые породы полиуретановых скрепляющих

составов; 7. Крепление кровли в лаве в местах отсутствия секций механической крепи; 8. Крепление неустойчивых пород кровли на сопряжении подготовительных

выработок с лавой; 9. Выемка и крепление в местах геологических нарушений типа замещение

пласта; 10. При ведении работ в опасной зоне проводится выполнение общешахтных

требований по безопасности в случае внезапного прорыва воды; 11. При ведении проходческих работ в опасной зоне проводится усиление

элементов крепи; 12. Мероприятия по обеспечению откачки возможного дополнительного

притока воды во время ведения работ в опасной зоне у сброса. Как принято на угольных предприятиях, в основном, меры борьбы с геоло-

гическими нарушениями производятся уменьшением шага крепи при ремонте вы-работок, до тех пор, пока будет достигнута требуемая устойчивость. Причем, ко-личество ремонтов колеблется от 2 до 3-4.

© Янко В.В., 2014 223


Что касается исследований, посвященных устойчивости выработок, пере-секающих геологические нарушения дизъюнктивного типа, это, как правило, либо работы, посвященные чисто геологической стороне вопроса или проблеме перехо-да нарушений лавами [1, 2].

Авторы, ограничиваясь решением последовательности упругих задач, отмечают:

– направление падения трещин действительно оказывает влияние на состоя-ние пород кровли, для чего имеются предпосылки, вытекающие из геомет-рических соотношений между элементами ослабления;

– движение забоя выработки со стороны лежачего бока нарушения про-исходит в условиях более интенсивного горного давления, находясь в зоне “нарушенных” пород, что значительно снижает устойчивость выработки.

В работе [3] также говорится о том, что необходимо проводить мероприятия по охране и поддержанию подготовительных выработок в местах геологических нарушений, отличающиеся от традиционных:

– недопустимо оставление целиков, как способ охраны подготовительных выработок. По данным шахт, оставление целиков усугубляет условия ин-тенсивного проявления горного давления, резко увеличивается трудоем-кость, осложняет работу комплексно-механизированных лав, кроме того, недопустим высокий уровень потерь угля в недрах;

– эффективное мероприятие по охране подготовительных выработок, как тампонаж закрепного пространства также не является эффективным;

– не удалось также добиться пригрузки горного массива вокруг выработки путем увеличения несущей способности крепи.

Автор делает вывод, что необходима разработка новых способов охраны и поддержания подготовительных выработок в условиях влияния переходных зон полей напряжений. Одним из способов является, так называемая, пластификация породного массива вокруг горной выработки, в зонах действия полей напряжений нагнетается вязкий текучий раствор по всему периметру выработки вглубь масси-ва. Заполняя трещины и связывая блоки, этот раствор не дает концентрироваться напряжениям на концах трещин.

По результатам исследования автор составил расширенную модель устойчи-вости подготовительной выработки, дающую возможность определить потенциа-льно возможные проблемы еще на стадии проектирования горно-добывающего предприятия.

Как следует из выше сказанного, на процессы поддержания горных выра-боток на каждой конкретной шахте оказывают влияние свои особенности геоло-гического строения, оказывающие влияние на процесс эксплуатации шахты. Эти особенности вызваны различием характеристик разрабатываемых пластов, сро-ком эксплуатации шахты, близостью геологических нарушений, глубиной отра-ботки и т. п.

Таким образом, на сегодняшний день повышение устойчивости капитальных и подготовительных выработок на основе установленных закономерностей разру-шения породного массива при пересечении ими зоны влияния геологических на-рушений разрывного типа, является актуальной научно-технической задачей.

Материал и результаты исследований. По результатам проведенного ранее численного моделирования [4] и оценки влияния дизъюнктивного нарушения на устойчивость выработки была предложена следующая схема нагружения крепи в зоне влияния геологического нарушения [5].

224


На основании схемы загружения, предложена схема влияния зон дизъюнкти-вного геологического нарушения на выработку, приведена на рис. 1. Формула рас-чета этих зон приведена ниже.

R0

1l 2l 3l 4l

m

Рис. 1. Схема влияния дизъюнктивного геологического нарушения

4321 llllL

ctgRRll L )( 041

ctgRl 02 2

ecml cos3

ecmctgRctgRRL L cos2)(2 00

где – угол наклона сместителя дизъюнктива; 0R – полупролет выработки;

LR – зона неупругих деформаций; m – мощность нарушения.

На основе вышеприведенных расчетов были получены следующие зависи-мости (рис. 2–3).

20253035404550

20 40 60 80

L, м

α

Рис. 2. Зависимость угла наклона сместителя геологического нарушения на его зону влияния

225


10

15

20

25

30

35

40

10 15 20 25 30 35 40

m, м

L, м

Рис. 3. Влияние мощности геологического нарушения на его зону влияния

На основе выполненных выше исследований были получены параметры ме-

таллической арочной крепи горизонтальной выработки при пересечении дизъюнк-тивного геологического нарушения.

Предложенная методика была использована при сооружении 6 южного кон-

вейерного штрека пласта 3l горизонта 550 м на шахте «Алмазная» ГП «Доброполь-еуголь». Ожидаемый экономический эффект за счет снижения эксплуатационных расходов составил 393,4 грн. на метр ремонтируемой выработки в зоне геологиче-ского нарушения.

При пересечении геологического нарушения в снижении эксплуатационных расходов подразумевается минимизация ремонтов выработки (на участках до под-хода и при пересечении нарушения), т. е. сразу учитывать шаг крепления.

Экономический эффект в себя включает: трудозатраты на монтаж-демонтаж крепи, а также ремонт, приблизительно 50% самого профиля.

Для условий шахты «Алмазная» ГП «Добропольеуголь» перекрепление 6 южного конвейерного штрека, в зоне геологического нарушения, составляло 2 ра-за. На рис. 4 представлена зависимость стоимости от количества перекреплений на 1 п.м. в зоне геологического нарушения.

грн

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 0.5 1 1.5 2Количество ремонтов

Рис. 4. Зависимость стоимости от количества перекреплений на 1 п.м. в зоне геологического нарушения

226


Выводы Нагрузка на крепь выработки при пересечении ею геологического наруше-

ния является величиной переменной, она максимальна в центре нарушения и по-нижается, приближаясь к обычной, у его краев.

Предложена методика расчета крепи в выработке при пересечении ею геоло-гического нарушения.

Для условий 6 южного конвейерного штрека горизонта 550 м ПСП «Шахта «Алмазная» ШУ «Добропольское» ОАО ДТЭК рекомендованы следующие параме-тры крепи: до подхода к нарушению используется крепь с размером профиля СВП–27 и с шагом крепи 0,8 м; при подходе к нарушению (зоне влияния) исполь-зуется та же крепь с шагом крепи 0,5 м; при пересечении нарушения используется та же крепь с шагом крепи 0,4 м.

По предложенной методике экономический эффект за счет снижения эксп-луатационных расходов составил 393,4 грн. на метр ремонтируемой выработки в зоне геологического нарушения.


1. Агеев В.Г. Исследование влияния угла падения трещин на устойчивость обнажений / В.Г. Агеев, С.В. Кужель, Е.А. Сдвижкова, С.Б. Тулуб, А.Н. Шашенко // Науковий вісник: НГА України, 1999. – №5. – С. 6–8.

2. Агеев В.Г. К вопросу о влиянии геологического нарушения на состояние приконтурных пород подготовительной выработки / В.Г. Агеев, Е.А. Сдвижкова // Науковий вісник. – Днепропет-ровск: НГА Украини, 1999. – №6. – С. 28.

3. Котов Ю.В. Модель оценки устойчивости подготовительной выработки в переходных зонах полей напряжений / Ю.В. Котов // Науковий вісник: НГА Украини, 1999. – №5. – С. 38–43.

4. Пустовойтенко В.П. Численное моделирование напряженно-деформированного состояния по-родного массива в окрестности протяженной выработки, пересекающей дизъюнктивное нару-шение / В.П. Пустовойтенко, В.В. Янко // Науковий вісник НГУ. – 2008. – №5. – С. 10-13.

5. Шашенко А.Н. Оценка влияния на устойчивость направления проведения выработки по отно-шению к дизъюнктивному нарушению / А.Н. Шашенко, В.В. Янко, С.Л. Романенко // Матері-али міжнар. науково-техн. конф. “Форум гірників –2007”. – Д.: РВКНГУ, 2007. – Т. 2. – С. 145-149.


В.В. Янко

ЕКОНОМІЧНЕ ОБГРУНТУВАННЯ ПАРАМЕТРІВ КРІПЛЕННЯ В ЗОНІ ДИЗ'ЮНКТИВНОГО ПОРУШЕННЯ

Наведено технологічні особливості підтримки виробок в зоні диз'юнктивних порушень на шахтах ВАТ «ДТЕК Добропіллявугілля». Мета роботи полягає в розробці методики визначення параметрів металево-го арочного кріплення горизонтальних виробок в зоні геологічних порушень для гірничотехнічних умов шахт ВАТ «ДТЕК Добропіллявугілля». Запропоновано методику розрахунку кріплення у виробці при перетині нею геологічного порушення і на підставі цього запропоновано підхід до визначення параметрів кріплення в зоні диз'юнктивного порушення. Отримано залежності кута нахилу сместителя і потужності геологічного порушення на його зону впливу.

Ключові слова: диз'юнктивне порушення, підтримання виробок, параметри кріплення, потужність пору-шення.

227


V. Yanko

ECONOMIC SUBSTANTIATION FOR SUPPORT PARAMETERS WITHIN A ZONE OF DISJUNCTIVE DISTURBANCES

Technological features to support mine workings within a zone of disjunctive disturbances in the context of “DTEK DOPROPOLIEUGOL” OJSC mines are represented. The paper is aimed at the development of a tech-nique to identify parameters of metal arch support for horizontal mine workings within a zone of geological dis-turbances for mining conditions of “DTEK DOPROPOLIEUGOL” OJSC mines. An approach is proposed to determine support parameters within a zone of disjunctive disturbances; economic effect is achieved. Depend-ences of shifter decline angle and geological disturbance thickness on its effect zone have been obtained.

Keywords: disjunctive disturbances, mine working supports, support parameters, disturbance thickness.

228


СОДЕРЖАНИЕ стр.

Н.Р. Шевцов, С.В. Борщевский, Б.А. Лысиков К 85-летию кафедры строительства шахт и подземных сооружений

Донецкого национального технического университета

3

О.І. Назимко, В.І. Друц Моделювання поведінки фаз при утворенні комплексу флотації

10

Р.Н. Терещук Анализ состояния горных выработок на шахтах

ООО «ДТЭК Добропольеуголь»

16

А.Н. Корчевский, К.В. Гуменюк, А.В. ПластовецКомплексное использование и переработка отвального шлака

22

С.А. Калякин Термохимические параметры угольного вещества в пластах на больших

глубинах

28

Ю.А. Петренко, А.В. Резник, В.Л. Самойлов, И.Н. СелезневИсследования влияния локальной разгрузки горного массива на условия

работы арочной податливой крепи

38

С.Ю. Потапенко Технология дальнего гидротранспортирования коксующихся углей

44

Н.В. Зуєвська, С.О. Лозовий Дослідження процесу ущільнення просадного лесового грунту методом

вибухового армування у програмному пакеті Plaxis Dynamycs

49

В.В. Бойко, Н.І. Криворучко, Д.В. Хлевнюк, С.Ю. Богуцький Спектральна оцінка сейсмічного ефекту короткоуповільненого підриван-

ня зарядів вибухової речовини

56

Е.И. Назимко Исследования по проблеме удаления серы, содержащейся в углях

64

И.Г. Сахно Влияние длины консоли основной кровли зависающей над охранным

сооружением на напряженно-деформированное состояние породного массива за лавой

70

А.А. Топоров, Т.В. Костенко, Н.А. Лысенко Критерии оценки деградации шахтных водопроводов

77

Н.А. Колесник, Г.И. Козловский, А.С. Мухина Границы влияния на земную поверхность при контуре выемки угольного пласта

с линиями ориентирования диагонально к простиранию пласта

83

229


О.Г. Худолей, А.В. Молодецкий, И.Г. Сахно Оценка напряженно-деформированного состояния призабойной части

угольного пласта методом численного моделирования

88

В.В. ЗавражинВлияние влажности угля на параметры массопреноса метана при десорб-

ции в замкнутый объем

95

Ю.Ф. Булгаков, А.Л. Иванников Математическое моделирование фильтрационного переноса метана в

трёхмерном анизотропном пространстве

101

Ш.В. Мамлеев, Д.В. Мельников, С.Е. Дегтярь Геофильтрационное обоснование параметров разведочных скважин для

определения показателей массопереноса метана в призабойной зоне угольных пластов

109

И.Г. Павловская, В.Ю. РомановаЭкологический менеджмент в системе управления промышленных пред-

приятий

117

К.Н. Лабинский Обоснование величины заходки при буровзрывной технологии проведе-

ния горных выработок на угольных шахтах в условияхДонбасса

122

В.В. Фомичев, В.А. Соцков Особенности моделирования сталеполимерного анкера при использова-

нии МКЭ для определения параметров устойчивости повторно используемой выработки

128

В.А. Федин Дальнейшее совершенствование технического диагностирования шахтной

метанометрической техники

133

С.Л. Букин, С.Г. Маслов Промышленные испытания многовибраторного инерционного виброгро-

хота сверхтонкого грохочения

138

И.В. Филатова Анализ геометрических параметров породного отвала шахты «Восход»

146

В.И. Голинько, Д.В. Савельев Образование и распространение высокодисперсных пылевых аэрозолей

по горным выработкам при ведении взрывных работ

152

Е.Н. Грищенкова Оценка точности применения электронного тахеометра для наблюдений

за сдвижением земной поверхности

160

230


В.И. Стрельников, И.Г. Ворхлик Компьютерное моделирование и выбор рациональной системы разработ-

ки тонкого и средней мощности пологого пласта

164

С.Г. Негрей Усовершенствование технологии охраны подготовительных выработок

породными стойками

180

А.А. Каракозов , С.Н. Парфенюк Уточнённый метод инженерного расчёта гидроударников двойного действия с

дифференциальным поршнем для бурения скважин

187

А.А. Каракозов , С.Н. Парфенюк, Р.К. Богданов, А.П. Закора Разработка алмазных однослойных коронок

197

И.С. Костюк, В.Б. Скаженик Компьютерная визуализация вариантов разработки угольных месторождений как

инновационный инструмент эффективного управления шахтой

203

Ю.Ф. Булгаков М.С. Горобей Теоретические исследования процесса осаждения угольной пыли в грави-

тационных и электростатических полях

210

И.Н. Попович Численне исследования геомеханических процессов в окрестности вые-

мочного штрека в зоне влияния очистных работ

217

В.В. Янко Экономическое обоснование параметров крепи в зоне дизъюнктивного нарушения

223

231

Вести Донецкого горного института

Documents

Transcript of Вести Донецкого горного института