Научные труды ДонНТУ. Серия: Горно-геологическая

ISSN 2073-9575

Наукові праці Донецького національного технічного університету

Серія

Гірничо-геологічна

2012 Випуск 16(206)

Міністерство освіти і науки, молоді та спорту України Державний вищий навчальний заклад

«Донецький національний технічний університет»

Серія «Гірничо-геологічна» Випуск 16(206)

Наукові праці Донецького національного технічного університету

головний редактор Башков Є. О.

Донецьк – 2012

УДК 622+55(06) ISSN 2073-9575 Н34

Друкується за рішенням Вченої Ради державного вищого навчального закладу «Донецький національний технічний університет» (протокол 5 від 18.05.12 р.)

Н34 Наукові праці Донецького національного технічного університету.

Серія «Гірничо-геологічна» / Редкол.: Башков Є. О. (голова) та інші. – Випуск 16(206).– Донецьк, ДВНЗ «ДонНТУ», 2012. – 201 с.

У збірнику наведено результати наукових досліджень у галузі сучасних розробок

розвідки родовищ корисних копалин, маркшейдерської справи і геодезії та інші. Розглянуто деякі питання і досягнення у галузі геологічних наук, будівництва шахт та підземних споруд, буріння свердловин у складних умовах.

Розрахований на фахівців гірничо-геологічного профілю, а також аспірантів та студентів відповідних спеціальностей. Редакційна колегія:

д. т. н. Башков Є. О. (головний редактор), д. т. н. Калініченко О. I. (заступник головного редактора), к. т. н. Формос В. Ф. (від. секретар), д. т. н. Борщевський С. В., д. т. н. Булгаков Ю. Ф., д. т. н. Зборщик М. П., д. т. н. Левіт В. В., д. т. н. Подкопаєв С. В., д. т. н. Шевцов М. Р., д. т. н. Могильний С. Г., д. т. н. Гавриленко Ю. М., д. т. н. Креніда Ю. Ф., д. т. н. Шоломицький А. А., д. г. н. Альохін В. І., д. г.-м. н. Корчемагін В. О., д. г.-м. н. Шеремет Є. М., д. г.-м. н. Волкова Т. П., д. г. н. Привалов В. О., д. т. н. Бондаренко М. В., д. т. н. Давиденко О. М., д. т. н. Коцкулич Я. С., д. т. н. Гуляєв В. Г., д. т. н. Семенченко А. К., д. т. н. Кондрахін В. П., д. т. н. Грищенков М. М., д. т. н. Шевченко Ф. Л., д. т. н. Улітін Г. М., к. т. н. Лисіков Б. А., к. т. н. Каракозов А. А., к. т. н. Мирний В. В.

Коректура та редакційно-технічне оформлення: Парфенюк С. М.

Адреса редакційної колегії: Україна, 83000, м. Донецьк, вул. Артема, 58, 1-й учбовий корпус, к. 1.208 Журнал зареєстрований в Державному комітеті інформаційної політики, телебачення та радіомовлення України. Свідоцтво: серія КВ, 7370 від 03.06.03. Збірник включенно 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 1-5/10 від 10 грудня 2003 р., надруковано в бюлетені ВАК 1, 2004 р.

ДВНЗ «Донецький національний технічний університет», 2012

ISSN 2073-9575. Наукові праці ДонНТУ. Серія «Гірничо-геологічна». Вип. 16(206). 2012. С. 3–11.

3

УДК 622.83: 622.837.838

Н. Н. Грищенков ГВУЗ «ДонНТУ», Донецк, Украина

Обоснование поэтапного применения мер защиты линейных инженерных коммуникаций на

подрабатываемых участках

Проанализированы существующие подходы к охране подрабатываемых линейных инженерных коммуникаций. Предложена локализация охраняемых участков линейных объектов в пространстве и во времени. Предложены методика оценки деформаций земной поверхности в заданные моменты времени и методика определения сроков достижения возрастающими оседаниями и деформациями некоторых критических величин.

Ключевые слова: подработка, мульда сдвижения, деформации, земная поверхность

В Донбассе подработка земной поверхности подземными горными работами затрагивает достаточно большие территории городов и населенных пунктов. При этом влиянию подработки подвергаются здания, сооружения, железные дороги и различные инженерные коммуникации. В ряде случаев подработка может причинить серьезный ущерб объектам поверхности вплоть до прекращения их эксплуатации. Практика показывает, что в очень уязвимом положении при подработке оказываются линейные объекты промышленной инфраструктуры (железные дороги, газопроводы, водоводы и т. п.). В наиболее неблагоприятных условиях подработки имеют место деформации и разрывы трубопроводных коммуникаций, деформирование полотна железно-дорожных путей и т. п.

Выемка запасов угля под этими объектами инфраструктуры производится по специальным проектам подработки, которые разрабатываются самими горными предприятиями либо специализированными организациями. Учитывая особую важность этих объектов рекомендации по рациональной выемке угля и необходимости применения мер защиты разрабатываются специализированным институтом УкрНИМИ, что регламентировано действующим в нашей стране отраслевым стандартом ГСТУ 101.00159226.001-2003 «Правила подработки зданий, сооружений и природных объектов при добыче угля подземным способом» [1].

Разработанные проекты подработки объектов инфраструктуры до их утверждения подлежат обязательному согласованию с их владельцами либо с организациями, ответственными за эксплуатацию и сохранность этих объектов. Назовем условно таких владельцев и организации "представителями подрабатываемых объектов". После утверждения проектов подработки взаимные контакты горного предприятия с этими представителями не прекращаются, а переходят в следующую фазу. Так, не позднее, чем за шесть месяцев до начала подработки объекта, горное предприятие обязано письменно известить об этом представителя объекта. Кроме того, все подрабатываемые объекты до начала, после окончания и в процессе подработки должны обследоваться представителями горного предприятия, представителями подрабатываемого объекта и представителями организации-разработчика проекта.

В результате каждого обследования составляется акт, в котором фиксируются все отмеченные деформации объекта и отклонения в его работе, которые связаны с его подработкой. Такие акты обследования являются юридически обязывающими документами, на основании которых представитель объекта вправе выставить горному предприятию счет за возмещение понесенного ущерба и проведенные ремонтные работы для восстановления полноценного функционирования подработанного объекта. В настоящее время такое вынужденное взаимодействие горного предприятия и представителя подрабатываемого объекта, как правило, осуществляется на договорных началах. В договоре, заключенном между указанными хозяйствующими субъектами, фиксируются сроки начала и окончания подработки объекта, размеры и расположение подрабатываемых участков земной поверхности под объектами, сроки и


4

периодичность проводимых обследований, состав и стоимость предполагаемых ремонтных работ, порядок взаимных расчетов и др.

В целом такая практика взаимодействия горного предприятия с представителями подрабатываемых объектов оказалась довольно устойчивой и до недавнего времени устраивала обе стороны. Однако негативные последствия экономического кризиса заставляют многие горные предприятия искать пути минимизации производственных расходов, в том числе и на поддержание эксплуатационных характеристик подрабатываемых линейных инженерных коммуникаций. Один из таких путей экономии производственных расходов некоторые производственники видят в том, чтобы делать единый проект подработки сразу для нескольких лав, расположенных в данном крыле или панели. Естественно, что один проект подработки обходится горному предприятию дешевле, чем несколько проектов подработки по отдельным лавам. Однако следование по этому пути сталкивается с рядом серьезных препятствий.

Во-первых, влияние на процесс сдвижения земной поверхности горных работ нескольких смежных или близко расположенных лав, как правило, взаимно увязано как в пространстве, так и во времени. Поэтому проектирование подработки даже на среднесрочную перспективу (5-7 лет) производится из расчета, что сроки ввода и выбытия рабочих лав будут соблюдаться, что в современных условиях маловероятно.

Во-вторых, договор на проведение периодических обследований подрабатываемого линейного объекта и на его ремонтное обслуживание горному предприятию теперь приходится заключать с представителем подрабатываемого объекта на весь срок предполагаемой подработки и на всю длину подрабатываемого участка. При этом влияние горных работ в отдельных лавах может перекрываться в пространстве лишь частично, а сами горные работы могут быть разнесены во времени.

Для иллюстрации указанной ситуации наглядным является реальный пример проекта подработки участка железной дороги горными работами двух шахт, приведенный на рис. 1. Три лавы одной шахты подрабатывают левую часть участка железной дороги, а три лавы другой шахты, подрабатывают правую часть этого участка. При этом имеет место пересечение зон влияния пяти из шести указанных лав в центральной части подрабатываемого участка.

Рис. 1. Взаимное расположение зон влияния отдельных лав на участке подработки

Горные работы во всех лавах разнесены во времени, что показывает календарный график отработки лав и процесса сдвижения, приведенный на рис. 2. Заключая договор с соответствующим линейным участком дистанции пути на обслуживание всего подрабатываемого участка железной дороги, каждая шахта попадает в ситуацию, когда плата будет взиматься за те отрезки участка железной дороги, которые в данный момент времени находятся вне зоны влияния подработки. Такая ситуация возникает, когда эти отрезки железной дороги либо еще не подрабатываются предстоящими горными работами, либо они уже были подработаны и для них


5

процесс сдвижения уже завершился. При этом в обоих случаях имеет место нерациональное расходование финансовых средств горного предприятия.

Ситуация, приведенная в данном примере, является довольно типичной и достаточно распространенной. Шахта несет убытки, оплачивая представителю подрабатываемого объекта риски от подработки, которая на данный момент отсутствует.

01-май-10

31-июл-10

30-окт-10

29-янв-11

01-май-11

31-июл-11

30-окт-11

30-янв-12

30-апр-12

30-июл-12

30-окт-12

29-янв-13

30-апр-13

31-июл-13

30-окт-13

29-янв-14

01-май-14

31-июл-14

30-окт-14

29-янв-15

01-май-15

31-июл-15

30-окт-15

30-янв-16

30-апр-16

30-июл-16

30-окт-16

29-янв-17

30-апр-17

31-июл-17

7-я вост. укл. лава - отработка

- сдвижение





35-я вост. орл. лава - отработка






Рис. 2. Календарный график отработки лав и процесса сдвижения по лавам Предлагаемое решение указанной проблемы заключается в следующем. Размеры

охраняемого участка линейного объекта горное предприятие должно определять в соответствии с размерами зон влияния отрабатываемых лав, указанными в проекте подработки, но с учетом временного фактора, т.е. сроков отработки каждой лавы. В самом деле, имея схему расположения зон влияния отдельных лав на участке подработки (рис. 1) и календарный график отработки лав и процесса сдвижения по лавам (рис. 2), нетрудно определить размеры подрабатываемого участка охраняемого линейного объекта в заданные интервалы времени. Это позволит обоснованно локализовать влияние подработки во времени при заключении договоров между горным предприятием и представителем подрабатываемого объекта и соответственно сократить расходы горного предприятия до их реально требуемого уровня.

При подработке трубопроводных коммуникаций возникает еще одна проблема, заключающаяся в обеспечении своевременности применения мер их защиты. При этом особое внимание уделяется охране подрабатываемых газопроводов, поскольку последствия их повреждения возникающими деформациями земной поверхности могут быть весьма тяжелыми. О серьезности данной проблемы говорит тот факт, что только в Донецкой области на подрабатываемых территориях находится 1458 км подземных стальных газопроводов [2].

Действующие Правила безопасности систем газоснабжения Украины [3] предъявляют довольно жесткие требования по охране газопроводов от влияния подработки к организациям, эксплуатирующим эти объекты. Так, на эти организации возлагается организация и проведение наблюдений за изменением напряженно-деформированного состояния газопроводов в процессе горных работ, а также прогнозирование этих изменений согласно данным инструментальных наблюдений за сдвижением земной поверхности. Кроме того, эксплуатирующим организациям вменяется решение организационно-технических вопросов по обеспечению надежности и безопасности газопроводов перед началом очередных горных работ и в процессе интенсивного сдвижения земной поверхности.


6

Обеспечение прочности и устойчивости подземных газопроводов на подрабатываемых территориях производится за счет:

– повышения несущей способности газопровода; – увеличения подвижности газопровода в грунте; – снижения воздействия деформирующего грунта на газопровод.

Достигается это путем устройства песчаных подушки и покрова трубы газопровода в траншее, врезкой компенсаторов в трубопроводный став, а также вскрытием траншеи и обнажением трубы газопровода в период наиболее интенсивных деформаций земной поверхности. В настоящее время отрывка трубы газопровода стала наиболее популярной мерой защиты газопровода от вредного влияния подработки, не в последнюю очередь из-за ее простоты и относительной дешевизны. Вместе с тем это довольно эффективная мера защиты, поскольку при отрывке трубы происходит полная разгрузка окружающего трубу грунта, т.е. устраняется вредное влияние подработки. Естественно, что долго держать трубу газопровода в отрытой траншее не представляется возможным по соображениям безопасности и ряда иных причин, поэтому через несколько дней (обычно 5-7 дней) трубу опять засыпают грунтом. Грунт под воздействием влаги со временем уплотняется, и в нем опять начинают нарастать деформации, обусловленные влиянием подработки, но как показывает опыт, эти повторные деформации никогда не достигают опасных величин за период активной стадии процесса сдвижения.

Ключевым вопросом при назначении такой меры защиты газопровода, как отрывка его трубы на угрожаемых участках интенсивных деформаций, является определение времени начала отрывки трубы на каждом таком участке. Для решения этого вопроса необходимо знать характер нарастания деформаций в процессе сдвижения земной поверхности. Известно, что процесс сдвижения проходит три основные стадии: начальную стадию, активную стадию и стадию затухания. Согласно действующим "Правилам подработки" [1] начальная стадия по времени составляет 30% от продолжительности процесса сдвижения, а оседание земной поверхности на этой стадии достигает 0,15ηm, где ηm – величина максимального оседания после окончания процесса сдвижения. Длительность активной стадии составляет 40% от продолжительности процесса сдвижения, а оседание земной поверхности на активной стадии достигает 0,7ηm. Наконец, стадия затухания по времени составляет 30% от продолжительности процесса сдвижения, а оседание земной поверхности на этой стадии достигает 0,15ηm. Динамика оседаний в течение процесса сдвижения согласно этому нормативному документу отображается графиком, приведенным на рис. 3.

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

-1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Приведенная продолжительность процесса сдвижения

Привед

енное оседание,

%

m

начальная стадия

активная стадия

стадия затухания

период

процесса

сдвижения

Рис. 3. Динамика оседаний согласно "Правилам подработки" [1]


7

На графике (рис. 3) оседание приведено в долях от максимального оседания, а на абсциссе отмечены периоды, кратные продолжительности процесса сдвижения. Из приведенного графика видно, что до начала процесса сдвижения (точка с абсциссой, равной 0), оседание отсутствует, а после окончания процесса сдвижения (точка с абсциссой, равной 1) оседание не растет, оставаясь равным его максимальной величине.

Усредненные значения длительности и величины оседания на каждой стадии процесса сдвижения, приведенные в "Правилах подработки" [2], были получены из результатов многочисленных наблюдений на маркшейдерских наблюдательных станциях за динамикой сдвижения земной поверхности. Естественно, что в каждом конкретном случае подработки эти числовые параметры, полученные в ходе инструментальных наблюдений, могут отличаться от приведенных выше значений, но для прогноза ожидаемых сдвижений и деформаций использование указанных усредненных значений вполне правомерно.

Для практического определения величины оседания земной поверхности на каждой стадии процесса сдвижения могут быть использованы различные функции. Так, некоторыми исследователями для этой цели используется функция гиперболического тангенса, настроенная на соответствующие параметры процесса сдвижения. Однако, по нашему мнению, для этой цели более целесообразно использовать логистическую функцию, называемую также сигмоидальной (S-образной) кривой [4]. Логистическая функция моделирует кривую роста вероятности некоего события, по мере изменения управляющих параметров и в простейшем виде может быть описана формулой:

te

tP

1

1)( ,

где переменную P можно рассматривать как происходящее во времени оседание земной поверхности (отнесенное к максимальному оседанию), а переменную t – как время.

После настройки на указанные выше числовые параметры процесса сдвижения, т.е. на длительность каждой его стадии и на величину оседания на каждой стадии, логистическую функцию можно использовать для прогноза значений оседаний земной поверхности в каждый момент времени процесса сдвжения. На рис. 4 приведен график этой функции для достаточно широкого интервала времени.

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

-10 -5 0 5 10 15 20 25 30

Интервалы времени

Привед

енное оседание

Период

процесса

сдвижения




Рис. 4. Прогноз оседаний земной поверхности во времени с помощью логистической функции


8

Из приведенного на рис. 4 графика видно плавное нарастание деформаций на начальной стадии процесса сдвижения и плавное их затухание – в конце процесса. Как показывает практический опыт, для прогноза вполне можно ограничиться разбиением длительности процесса сдвижения на 12 интервалов. Однако в целях повышения точности прогноза на приведенном графике период процесса сдвижения разбит на 20 интервалов, т.е. находится в диапазоне [0; 20]. Кроме того, влево и вправо от указанного диапазона приведены значения функции еще для 10-ти интервалов. График показывает асимптотическое приближение кривой на левом краю графика к нулевому значению приведенного оседания (в долях от максимального оседания). На правом краю графика кривая асимптотически приближается к максимальному значению оседания земной поверхности.

Приведенные результаты показывают, что логистическая кривая позволяет достаточно достоверно прогнозировать возрастание оседаний земной поверхности в процессе сдвижения. Учитывая, что значения других деформаций (наклонов, кривизны, горизонтальных сдвижений и горизонтальных деформаций) определяются на основе линейных функций от величины максимального оседания, можно заключить, что и для этих деформаций прогнозирование их значений во времени процесса сдвижения можно осуществлять на основе логистической функции.

В маркшейдерской практике часто возникает необходимость решения обратной задачи: когда в процессе сдвижения та или иная деформация достигнет критической величины? Например, при подработке магистральных газопроводов организация, их эксплуатирующая, может поставить вопрос об определении срока, когда для той или иной точки подземной трубы деформации грунта достигнут, к примеру, 70% от предельно допустимых деформаций для данных условий. К этому времени должны быть сделаны все необходимые приготовления и, начиная с этого срока, должна быть выполнена отрывка трубы на угрожаемом участке. Для решения этой задачи целесообразно использовать Logit-функцию, которая является инверсией логистической функции [5]. На рис. 5 приведен график времени процесса сдвижения для возрастающих приведенных деформаций земной поверхности.

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

Приведенные деформации

Интервал

ы врем

ени

Период процесса сдвижения




Рис. 5. Прогноз времени процесса сдвижения для возрастающих приведенных деформаций земной поверхности


9

Простейший вид Logit-функции может быть описан формулой:

)1log()log(1

log)(Logit ppp

pp

,

где переменная p означает приведенную деформацию (отнесенную к ее максимальному значению), т.е. число в интервале между 0 и 1.

Для использования в практических расчетах Logit-функция должна также быть настроена на указанные выше числовые параметры процесса сдвижения, т.е. на длительность каждой его стадии и на величину оседания на каждой стадии. На рис. 5 приведен график уже настроенной Logit-функции с периодом процесса сдвижения, разбитым на 20 интервалов в диапазоне ординат [0; 20]).

Использование Logit-функции позволило достаточно быстро и эффективно определять сроки начала отрывки трубы газопровода на угрожаемых участках в период интенсивных деформаций земной поверхности. Однако механизм применения Logit-функции оказался в зависимости от пространственного расположения оси подрабатываемого подземного газопровода относительно направления движущегося забоя подрабатывающей лавы.

На рис. 6 приведена выкопировка из плана горных выработок по пласту с нанесенными на ней контуром зоны влияния подрабатывающей лавы и линией трассы магистрального газопровода. Линия газопровода почти параллельна линии движущегося забоя, т.е. граница динамической мульды сдвижения почти одновременно "накатывается" на трассу газопровода. В этом случае достаточно определить угрожаемые участки возрастания деформаций и определить диапазон сроков начала отрывки трубы газопровода для крайних точек этих участков. Вследствие близкого к параллельному расположению линии газопровода этот диапазон сроков будет достаточно узким, поэтому отрывку трубы можно начинать с ближайшей даты.

Рис. 6. Расположение оси газопровода близкое к параллельному по отношению к линии движущегося забоя лавы

На рис. 7 приведена выкопировка из другого плана горных выработок с еще одним

примером подработки магистрального газопровода. На этот раз трасса газопровода проходит близко к направлению движения забоя лавы. В этом случае граница динамической мульды


10

сдвижения будет последовательно перемещаться вдоль оси трассы газопровода в направлении движения забоя подрабатывающей лавы.

Рис. 7. Расположение оси газопровода близкое к направлению движения забоя лавы С точки зрения организации мер защиты подрабатываемого газопровода случай

подработки, приведенный на рис. 7, является более сложным. Здесь определение срока начала отрывки трубы газопровода необходимо выполнять по всей трассе газопровода на участке, попадающем в зону влияния подрабатывающей лавы. При этом расстояние между точками по оси газопровода, в которых с помощью Logit-функции определяются сроки отрывки трубы, необходимо выбрать таким, чтобы согласовать скорость отрывки трубы со скоростью движения забоя подрабатывающей лавы.

Приведенные на рис. 6 и 7 примеры по сути определяют граничные условия расположения трассы газопровода относительно линии движущегося забоя подрабатывающей лавы. Любое диагональное расположение газопровода относительно направления движения лавы является промежуточным вариантом применения указанного метода определения сроков начала отрывки трубы.

Выводы

1. Поэтапное применение мер защиты линейных инженерных коммуникаций способно существенно сократить производственные расходы горного предприятия по обеспечению эксплуатационных характеристик подрабатываемых объектов.

2. Определение размеров подрабатываемого участка линейного объекта в заданные интервалы времени осуществляется по схеме расположения зон влияния отдельных лав на участке подработки с использованием календарного графика отработки лав и процесса сдвижения по лавам.

3. Логистическая функция позволяет достаточно достоверно прогнозировать возрастание оседаний и деформаций земной поверхности в процессе сдвижения и является средством оценки этих деформаций в заданные моменты времени.


11

4. Использование Logit-функции позволяет определять сроки достижения возрастающими оседаниями и деформациями некоторых критических величин, в частности, позволяет установить сроки начала отрывки трубы газопровода на угрожаемых участках в период интенсивных деформаций земной поверхности.

5. Разработана методика определения сроков начала отрывки трубы газопровода, учитывающая пространственное расположения оси трассы газопровода относительно направления движения забоя подрабатывающей лавы.

Библиографический список

1. ГСТУ 101.00159226.001-2003 Правила підробки будівель, споруд і природних об’єктів при видобуванні вугілля підземним способом. – На заміну “Правил охраны...” (М.: Недра, 1981. –288с); Введ. 01.01.04. – К., 2004. – 128 с.

2. Газопроводы – ОАО "Донецкоблгаз" [Электронный ресурс]. – Режим доступа : URL : http://oblgaz.donetsk.ua/main.php?page=41. – Название с экрана.

3. Правила безопасности систем газоснабжения Украины. ДНАОП 0.00 – 1.20 – 98 [Электронный ресурс]. – Режим доступа : URL : http://leg.co.ua/knigi/pravila/pravila-bezopasnosti-sistem-gazosnabzheniya-ukrainy.html. – Название с экрана.

4. Логистическое уравнение [Электронный ресурс]. – Режим доступа : URL : http://www.machinelearning.ru/wiki/index.php?title=%D0%9B%D0%BE%D0%B3%D0%B8%D1%81%D1%82%D0%B8%D1%87%D0%B5%D1%81%D0%BA%D0%B0%D1%8F_%D1%84%D1%83%D0%BD%D0%BA%D1%86%D0%B8%D1%8F. – Название с экрана.

5. Функция Логит [Электронный ресурс]. – Режим доступа : URL : http://www.machinelearning.ru/wiki/index.php?title=%D0%A4%D1%83%D0%BD%D0%BA%D1%86%D0%B8%D1%8F_%D0%9B%D0%BE%D0%B3%D0%B8%D1%82. – Название с экрана.

Надійшла до редколегії 20.12.2011.

Н. Н. Грищенков

ДВНЗ «ДонНТУ», Донецьк, Україна

Обґрунтування поетапного застосування захисту лінійних інженерних комунікацій на підроблюваних ділянках.

Проаналізовані існуючі підходи до охорони підроблюваних лінійних інженерних комунікацій. Запропонована локалізація охоронюваних дільниць лінійних об'єктів в просторі та в часі. Запропоновані методика оцінки деформацій земної поверхні в задані моменти часу та методика визначення строків досягнення зростаючими осіданнями и деформаціями деяких критичних величин.

Ключові слова: підробка, мульда зрушення, деформації, земна поверхня

N. N. Grishenkov

Donetsk National Technical University, Donetsk, Ukraine

Substantiation of stage-by-stage protection undermining linear engineering communications

There have been analyzed existing approaches to protection undermining linear engineering communications. There has been proposed localization of protected areas of linear objects in the space and in the time. There have been proposed method for evaluation earth surface deformations in assigned time moments and method for determination terms when increasing earth subsidence and deformations will reach some critical values.

Keywords: undermining, subsidence through, deformations, earth surface


12

УДК 552.52:(552.143+550.4):551.73](4-14)

Т. М. Сокур Институт геологических наук НАН Украины, Киев, Украина

Литологические и геохимические особенности аргиллитов верхнего венда и нижнего кембрия юго-западной окраины Восточно-Европейской

платформы

Рассмотрено строение, условия формирования и минеральный состав аргиллитов верхнего венда и нижнего кембрия юго-западной окраины Восточно-Европейской платформы. На основании петрохимических характеристик устанавливается степень отличия вещественного состава аргиллитов от состава материнских пород, реконструируется геодинамический режим формирования осадков. Детально исследованы изменения снизу вверх по разрезу состава и геолого-фациальных особенностей аргиллитов на границах стратонов различных рангов.

Ключевые слова: аргиллит, верхний венд, нижний кембрий.

Изучение глинистых отложений докембрия и кембрия, восстановление их первичного состава и условий образования имеет большое значение для палеогеографических реконструкций и выяснения закономерностей и особенностей осадконакопления. Глинистые породы представляют собой наиболее распространенную группу среди других осадочных образований, а их минеральный состав служит хорошим показателем палеотектонических, палеоклиматических и палеогеографических условий формирования отложений.

Аргиллиты верхневендских, как и нижнекембрийских отложений, на юго-западной окраине Восточно-Европейской платформы (ВЕП) изучались многими исследователями, определившими их минеральный состав, эпигенетические изменения, приуроченность к определенным стратиграфическим горизонтам. Детальные работы по докембрийским аргиллитам были проведены В.П.Курочкой, впервые установившим степень диагенеза указанных пород и отнесшим их к аргиллитам, а не к глинистым сланцам [1]. Л.Г.Ткачук и Э.Я.Жовинский изучили наиболее характерные ассоциации глинистых минералов, свойственные определенным стратиграфическим подразделениям, типоморфные особенности глинистых минералов, их петрографическую характеристику [2]. А.В.Копелиовичем исследованы диагенетические изменения аргиллитов и стадийность этих изменений [3]. Многие литологические аспекты верхневендских аргиллитов рассмотрены в статьях Л.В.Коренчук [4, 5, 6].

К верхневендским образованиям, залегающим между волынской и балтийскими сериями, относятся породы могилев-подольской и каниловской серий.

Могилев-подольская серия впервые выделена В.А.Великановым [7] в 1979 г. в составе трех свит – могилевской, ярышевской и нагорянской, объединяемых общим структурным положением, наличием вулканомиктового материала, фосфатоносностью, специфическими геохимическими, минералогическими и фациально-литологическими признаками, свидетельствующими о внутриплатформенном, преимущественно лагунообразном характере бассейна, наличие комплекса микрофитофоссилий [8] и многочисленных отпечатков Metazoa [9].

Могилевская свита выделяется как комплекс отложений, являющихся базальным по отношению к вышележащим отложениям. Этот комплекс представлен преимущественно грубообломочными породами – гравелитами, грубозернистыми песчаниками, в подчиненном количестве наблюдаются алевролиты, песчанистые алевролиты, мелкозернистые песчаники, аргиллиты. В могилевской свите выделяются ольчедаевские, ломозовские, ямпольские и лядовские слои.


13

Ольчедаевские слои не анализировались, в связи с отсутствием аргиллитов. Они сложены крупно- и среднезернистыми песчаниками с прослоями мелкозернистых слюдистых светло-серых гравелитов.

Ломозовские слои представлены чередованием темно-серых и пепельно-серых в различной степени слюдистых и алевритистых аргиллитов с подчиненными им по объему прослоями песчанистых алевролитов, тонко- и мелкозернистых песчаников. Аргиллиты в составе ломозовских слоев обычно серые, темно-серые тонко- или неотчетливо слойчатые, слюдистые. Структура чешуйчатая или волокнистая преимущественно параллельная. Содержит значительную (15-45%) примесь кварцевой полевошпатовой алевритовой кластики. Глинистая составляющая аргиллитов, по данным рентгеноструктурного анализа, сложена тонкодисперсной смесью каолинита, хлорита и гидрослюды, отмечается примесь смешано-слойных минералов типа гидрослюда-монтмориллонит, а также примесь гипса и кальцита. Гидрослюды аллогенные и аутигенные неупорядоченные. По разрезу минеральный состав аргиллитов меняется незначительно, в основном за счет увеличения или уменьшения каолинита. В составе аргиллитов постоянно фиксируется хлорит, кроме того в нижних частях разреза отмечаются значительные количества каолинита (до 25%). В этом, несомненно, сказывается различие питающих провинций.

Ямпольские слои можно разделить на три пачки: нижняя – грубозернистые песчаники, с прослоями и линзами гравелитов, косослойчатые; средняя – более тонкозернистые породы, часто с прослойками алевролитов или аргиллитов, слойчатые горизонтально или пологоволнистые; верхняя – крупнозернистые песчаники, иногда гравийные, косослойчатые или горизонтальнокрупнослойчатые. В ямпольских слоях аргиллиты встречаются в виде листоватых слоев; иногда мощностью до 20 см. В них содержится до 20% биотита зеленого, буровато-зеленого, темно-зеленого. Минеральный состав аргиллитов представлен каолинитом, гидрослюдой и тонкодисперсным кварцем с примесями хлорита, полевого шпата.

Аргиллиты в лядовских слоях распространены наиболее широко. При микроскопическом изучении в них обнаруживается тонкая слойчатость, которая также наблюдается и в алевролитах. Слойки величиной 0,5-3,5 мм различаются количеством алевритовой примеси, кристаллической и пластинчатой дисперсностью глинистого материала, структурой. Примесь алевритового материала изменяется в пределах 15-50%, наблюдаются также отдельные прослои, в которых объем такой кластики не превышает 7%. Состав кристаллической кластики кварцевый и полевошпатовый, биотитовый, мусковитовый, хлоритовый. Структура аргиллитов тонко- и крупночешуйчатая, не более 0,04 мм, волокнистая и беспорядочная, на таком фоне выделяются отдельные более крупные лейсты хлорита и биотита гидротированного и опацитизированного, округлые зерна глауконита. Также наблюдается, преимущественно в красноцветных разностях, тонкодисперсная однородная структура без различимых отдельных составляющих. Минеральный состав аргиллитов в основном гидрослюдистый, с постоянной примесью хлорита и каолинита, кварца, полевого шпата, карбоната и гематита. Обращает внимание присутствие в породах весьма тонкодисперсного материала, не диагностируемого рентгеноструктурным анализом, 15-20%, и незначительное количество гипса.

Ярышевская свита сложена базальными грубообломочными породами, с тонкозернистой средней частью и более грубой редуцированной верхней частью. Особенностью ярышевской свиты является наличие пелитовых туфогенных пород, формирование которых нарушало нормальный осадочный процесс. Свита хорошо стратифицирована и четко обособляется в разрезе, имеет хорошо выраженные нижнюю и верхнюю границы. Ярышевская свита подразделяется на бернашевские, бронницкие и зиньковские слои.

Аргиллиты в составе бернашевских слоев, в основном, обосабливаются в средней пачке и образуют отдельные с четко ограничивающими плоскостями прослои в базальной части нижней песчаниковой пачки. При микроскопическом изучении обнаруживают тонкую слойчатость. Структура аргиллитов тонкочешуйчатая и пластинчатая, беспорядочная и параллельная; выделяются отдельные крупные лейсты биотита опацитизированого, гидротированного, мусковита, хлорита, аутигенного и переотложенного глауконита. Минеральный состав аргиллитов представлен смесью каолинита, пелитоморфного кварца и гидрослюды с примесьюю хлорита и


14

полевого шпата. Постоянно присутствует примесь алевритовой и псаммитовой кластики в количестве до 30-35% по составу, в основном, полевошпат-кварцевой; наряду с ней отмечаются также песчаные обломки величиной 0,3-0,5 м аргиллитового состава. Как песчаная примесь в кровле бернашевских слоев в аргиллитах наблюдаются отдельные изотропные округлые зерна величиной до 0,18 мм, представленные фосфатом. Основной глинистый матрикс аргиллитов представлен, по данным рентгеновского анализа, преимущественно гидрослюдой с примесью хлорита и, реже, каолинита.

Бронницкие слои сложены однородной толщей туфогенных аргиллитов бурых, ярко-бурых, красных, светло-зеленых, белых, очень плотных, массивных с раковистым изломом. Содержат прослои 2-3 см бентонитовых глин светло-зеленых, белых и желтых. Аргиллиты содержат также прослои до 3 см, обогащенные зернистым и пластинчатым глауконитом. В единичных разрезах в нижней части наблюдаются прослои до 5 см, содержащие округлые и угловатые псефитовые и псаммитовые обломки до 1,5 см аргиллитов, часто окруженные глауконитом; такие обломки имеют ярко-зеленую окраску и резко отличается от вмещающего бурого матрикса. Вне зависимости от окраски они имеют дисперсную тонкочешуйчатую структуру и сложены кремнисто-гидрослюдистым материалом с примесью хлорита, часто со значительным объемом рентгеноаморфной фазы. В бурых аргиллитах в значительном количестве присутствует гематит. Постоянно наблюдается кварц и полевой шпат как алевритовая или редкая псаммитовая примесь, обломки бесцветного или буроватого вулканического стекла, единичные лейсты зеленого биотита и гидробиотита, единичные кристаллы кальцита. В отдельных прослоях в аргиллитах наблюдаются скопления темного слабо раскристаллизованного вещества без резких очертаний линзовидной, серповидной, древовидной формы, изогнутые, которые представляют собой, вероятно, реликты псаммитового пеплового материала. Величина подобных образований от 0,18-0,24 до 1,17 мм. Состав таких скоплений гидрослюдисто-гематитовый и кремнистый. Химический состав бронницких аргиллитов отличается от состава других аргиллитов повышенным количеством кремнезема и железа, при низких значениях щелочей.

Аргиллиты в зиньковских слоях серые, зеленовато-серые, бурые, серовато-бурые, с прослоями зеленых аргиллитов, тонкослойчатые, часто содержат примесь алевритового материала. Структура аргиллитов тонкочешуйчатая параллельная, редко беспорядочная. Присутствуют также зерна аутигенного глауконита, глобулярный пирит. По данным рентгеноструктурного анализа глинистая часть породы имеет каолинит-хлорит-гидрослюдистый состав с примесью карбоната и пирита.

Нагорянская свита, в состав которой входят джуржевские и калюсские слои, как и ярышевская, представлена грубозернистыми базальными породами, постепенно вверх сменяющимися на более тонкие. Свита сформировалась в течение одного длительного, следующего после ярышевского, этапа развития трансгрессии, которому предшествовал довольно значительный перерыв в осадконакоплении. Она имеет четко выраженный эрозионный контакт с подстилающими отложениями.

В джуржевских слоях аргиллиты составляют не более 5-7% всего разреза и сосредоточены в ее верхней части. Аргиллиты представлены каолинитом, гидрослюдой и кварцем. Наблюдается некоторое изменение минерального состава снизу вверх по разрезу от преимущественно каолинитового с примесью кварца до кварц-каолинит-гидрослюдистого.

В калюсских слоях аргиллиты серые и темно-серые, содержащие конкреции фосфоритов и линзы кальцита с текстурой конус-в-конус. Аргиллиты при микроскопическом изучении обнаруживают чешуйчатую дисперсную структуру беспорядочную, параллельную или спутанную с незначительной примесью алевритового материала. Минеральный состав – хлорит-каолинит-гидрослюдистый. Отмечается также монтмориллонит аутигенный и рентгеноморфная фаза. Наличие их можно объяснить поступлением в осадок очень разрушенного тонкодисперсного материала из кор выветривания ранее сформированных глинистых пород. В нижней части постоянно присутствует в значительных количествах глобулярный пирит.

Каниловская серия залегает на могилев-подольской со структурным несогласием и в стратиграфическом отношении объединяет четыре свиты – даниловскую, жарновскую,


15

крушановскую и студеницкую, каждая из которых представлена литологическим комплексом, в котором изменение типов пород и их характеристик отражает определенный тип осадконакопления.

В каниловской серии аргиллиты составляют значительную часть разреза – до 50%, но при этом разности, содержащие не более 5% примеси кластогенного материала, наблюдаются редко. Они обосабливаются в прослои мощностью 2-3, редко 50 см, без четких ограничивающих плоскостей, с постепенными переходами к породам, более насыщенным обломочным материалом. Наиболее широко развиты алевритистые и алевритовые аргиллиты, содержащие до 30% алевритового и мелкого песчаного материала [10].

В даниловской свите (пилиповские и шебутинецкие слои) минеральный состав аргиллитов – хлорит-каолинит-гидрослюдистый с кварцем и полевым шпатом, гематитом. В аргиллитах породообразующие минералы представлены гидрослюдами и минералами группы каолинита, постоянно присутствует кварц и плагиоклаз. Характерным для описываемой толщи является присутствие гидратированного биотита, хлорита и амфибола.

В жарновской (кулешовские и староушицкие слои) и крушановской свитах (кривчанские и дурняковские слои) аргиллиты представляют собой плотную, разбитую трещинами, линзовидными слойками алевролитов и песчаников, темно-серую породу. Аргиллиты сложены главным образом гидрослюдами, среди которых равномерно распределены зерна кварца, карбоната и плагиоклаза, мусковита и хлорита. Гидрослюды составляют основную массу породы, наблюдаются в виде тонкозернистых агрегатов желтого и желто-бурого цвета. Тонкие фракции аргиллитов состоят из кварца, полевых шпатов, гидрослюды, хлорита и гидротированного биотита. Среди лейкократовых минералов преобладают кварц и полевые шпаты.

В студеницкой свите (поливаноские и комаровские слои) комплекс глинистых минералов подобный комплексу даниловской и жарновской свит – хлорит-каолинит-гидрослюдистый. Постоянно отмечаются кварц и полевые шпаты. Основную массу аргиллитов составляют гидрослюды желтовато-бурого цвета; они содержат гидроокислы железа, которые образовались вследствие разрушения пирита. В основной гидрослюдистой массе наблюдаются мелкие, несколько округлые зерна кварца, очень мало плагиоклаза.

К настоящему времени накоплены значительные данные по стратиграфии и особенно по биостратиграфии пограничных толщ верхнего докембрия и кембрия некоторых районов ВЕП, интерпретируемые по-разному. Так, граница такого высокого стратиграфического ранга как рубеж венд-кембрий проводится на большей (российской) части ВЕП по границе ровенского и лонтовасского горизонтов. У нас эта граница совпадает с кровлей хмельницкой свиты на севере Подолии, ровенской свиты на Волыни и проходит в середине балтийской серии. Стратотипом ровенского горизонта является ровенская свита на Волыни, которая входит в состав балтийской серии. На Подолии в состав ровенского горизонта включены окунецкая и хмельницкая свиты, на северном склоне Подольского выступа окунецкая и нижняя часть хмельницкой свиты. Таким образом, верхняя граница ровенского горизонта (граница кембрия и докембрия) на Подольском выступе совпадает с кровлей хмельницкой свиты, на его северном склоне проходит в середине хмельницкой свиты, на Волыни совпадает с кровлей ровенской свиты.

Балтийская серия кембрия залегает исключительно на породах каниловской серии. Нижняя граница балтийской серии в большинстве разрезов достаточно четкая и совпадает с подошвой пачки глауконито-кварцевых песчаников, которые залегают в их основании [11]. Однако в некоторых скважинах и в некоторых обнажениях эта граница имеет характер постепенного перехода и теряет свою четкость, и при ее пересечении изменяются только структуры и текстуры пород. Эта граница подобна границам между слоями каниловской серии и связана, вероятно, с фациальными изменениями.

В хмельницкой свите балтийской серии (кембрий) аргиллиты встречаются среди алевролитов в виде очень тонких прослоев, линз и гальки. Аргиллиты зеленовато- и темно-серые, иногда черные с прослоями песчаников светло-серых кварцевых с глауконитом, автохтонных конгломератов и известняков. В прослоях аргиллитов в песчаниках в нижней части хмельницкой свиты встречены сабелидитиды. Сложены аргиллиты глинистым тонкодисперсным материалом, в


16

котором неравномерно распределены мелкие зерна кварца, полевых шпатов, глауконита, хлорита и пленочки органического вещества. В аргиллитах встречается мелкая (до 4 мм) галька мелко- и неравномерно-зернистых кварцевых песчаников с глауконитом [11].

Устанавливаются некоторые количественные изменения глинистых минералов по разрезам стратиграфических подразделений. Наблюдается определенная закономерность увеличения количества гидрослюд и уменьшения количества каолинита от подошвы к кровле в ломозовских, ямпольских, лядовских, калюсских, кулешовских и комаровских слоях; увеличение количества гидрослюд и увеличение каолинита вверх по разрезу в староушицких слоях. Смешано-слойные минералы и монтмориллонит до 15% наблюдаются в верхней части ломозовских, ямпольских и лядовских слоев. Количественные изменения других компонентов минерального состава аргиллитов менее резкие.

Для исследования геохимических особенностей аргиллитов верхнего венда и нижнего кембрия использовался ряд петрохимических модулей, характеризующих особенности условий осадконакопления и дифференциацию материала [12].

Гидролизатный модуль, как показатель двух важнейших гипергенных процессов – выщелачивания и гидролиза (ГМ=(TiO2+Al2O3+Fe2O3+FeO+MnO)/SiO2), для аргиллитов могилев-подольской серии колеблется в среднем в пределах от 0,75±0,3 для аргиллитов ямпольских слоев до 0,45±0,1 для джуржевских слоев, что согласно модульной диаграмме ГМ—ФМ—ТМ—НКМ по классификации [12] (рис. 1) аттестуются как сиаллиты и гидролизаты. Аргиллиты каниловской серии и хмельницкой свиты варьирует в пределах от 0,43±0,1 для пилиповских слоев до 0,32±0,02 для поливановских слоев и аттестуются как сиаллиты, т.е. наблюдается определенная тенденция в уменьшении снизу вверх по разрезу ГМ. Наличие гидролизатов в могилев-подольской серии свидетельствует о значительном отделении продуктов гидролиза от кремнезема и о возможном присутствии свободных окислов алюминия в породе, т.е. являются дериватами кор выветривания.

Алюмокремниевый модуль (АМ=Al2O3/SiO2) используется в качестве показателя интенсивности процессов осадочной дифференциации вещества. Величина модулей Al2O3/SiO2 и Al2O3/Na2O по мере выветривания должна расти, и, следовательно, числовые значения этих модулей могут служить мерой «химической зрелости» осадка. Так для аргиллитов верхнего венда наблюдается тенденция в сторону уменьшения снизу вверх по разрезу химической зрелости вещества почти в два раза (ломозовские слои – 0,46±0,05, комаровские слои - 0,28±0,03), а для аргиллитов хмельницкой серии она такая же, как и для аргиллитов комаровских слоев каниловской серии. Что свидетельствует о поступлении в бассейн осадконакопления не «зрелой» кластики.

Щелочной модуль (ЩМ=Na2O/K2O) для аргиллитов могилев-подольской серии показывает увеличение калиевых полевых шпатов и калиевых слюд вверх по разрезу и для ломозовских слоев соответствует 0,42±0,3, что отвечает максимальным значениям, а в калюсских слоях соответствует минимальным значениям 0,09±0,02. Для аргиллитов каниловской серии наблюдается обратная зависимость, т.е. происходит увеличение натровости аргиллитов вверх по разрезу (пилиповские слои – 0,40±0,1, поливановские слои – 0,70±0,2). Что свидетельствует о различных источниках сноса в бассейн осадконакопления в могилев-подольское и каниловское время. Однако, на фоне общего повышения в каниловское время показателя ЩМ для комаровских слоев и хмельницкой свиты значения ЩМ модуля понижаются в три раза.

Модуль нормированной щелочности (НКМ=Na2O+K2O/Al2O3) содержит информацию о соотношении двух главных типов щелочных алюмосиликатов: полевых шпатов и слюд. Определенной зависимости в распределении значений по разрезу НКМ для аргиллитов как верхнего венда, так и нижнего кембрия юго-западной окраины Восточно-Европейской платформы не наблюдается и в среднем составляет 0,24±0,02, что показывает их нормощелочность. т.е. является обычным для терригенных пород. Однако, НКМ аргиллитов ломозовских, ямпольских и джуржевских слоев значительно понижен (НКМмедиана=0,13±0,03), что свидетельствует о преобладании монтмориллонита из кор выветривания, образовавшегося по субстрату амфиболов, пироксенов и хлорита (ФМ и ТМ выше, НКМ ниже, согласно [12]), а также слюд. Повышенный модуль нормированной щелочности в аргиллитах лядовских, бернашевских, бронницких,


17

кривчанских и дурняковских слоев (НКМмедиана=0,35±0,09), возможно, может свидетельствовать о наличии в отложениях аргиллитов тонкого пирокластического материала.

Рис. 1. Сводная модульная диаграмма ГМ-ФМ-ТМ-НКМ [12] для аргиллитов верхнего венда юго-западной окраины Восточно-Европейской платформы:

Показатель титанового модуля (ТМ=TiO2/Al2O3) для аргиллитов могилев-подольской серии

соответствует 0,045±0,03, для аргиллитов каниловской серии и хмельницкой свиты ТМ колеблется в пределах 0,040±0,01, т.е. в целом отмечается некоторое уменьшение показателя ТМ вверх по разрезу. Согласно [12], аргиллиты аттестуются как нормотитанистые. Однако для аргиллитов ямпольских, лядовських, зиньковских и джуржевских слоев характерны несколько повышенные значения ТМ (ТМмедиана=0,075±0,03). Это объясняется присутствием в петрофонде данных слоев туфогенного материала.

Железистый модуль (ЖМ=(Fe2O3+FeO+MnO)/TiO2+Al2O3) выражает соотношение между железистыми и глиноземистыми продуктами гидролиза. Значения ЖМ для аргиллитов, как в могилев-подольской, каниловской серии, так и в хмельницкой свите согласуется с поведением значений НКМ, и так же наблюдается позитивная корреляция величины ЖМ с ТМ и/или с ФМ, что подтверждает вклад вулканогенного вещества в формировании определенных слоев на протяжении верхневендского времени.

На основании проведенных исследований подтверждаются выводы об ограниченности ассоциаций глинистых минералов в верхнедокембрийских отложениях. Это преимущественно гидрослюдистая, каолинит-гидрослюдистая, смешано-слойно-каолинит-гидрослюдистая ассоциации с примесями хлорита, гематита, карбоната, глауконита. Значительную часть в составе аргиллитов имеют кварц и полевые шпаты, отмечаются диккит и галуазит. Аргиллиты могилев-


18

подольской серии отличаются от аргиллитов каниловской серии и хмельницкой свиты наличием большого количества каолинита, который в верхней части разреза устанавливается как примесь, а также постоянным присутствием хлорита.

Фигуративные точки модульных показателей, характеризующие аргиллиты каниловской серии и хмельницкой свиты, располагаются вблизи друг относительно друга на диаграмме ГМ—ФМ—ТМ—НКМ (см. рис. 1), что свидетельствуют о схожих и более стабильных геодинамических условиях их формирования относительно могилев-подольского времени.

Интересным является тот факт, что граница между докембрием и кембрием по характеру менее контрастная, чем граница между сериями и подобна большинству границ между свитами [13]. При ее пересечении изменяется минеральный состав песчаников и аргиллитов, мало изменяются геохимические модули. Самым представительным из модулей является соотношение окислов алюминия и натрия, которое зависит от выветрелости пород и является показателем степени зрелости глинистого материала. Этот модуль имеет относительно стабильные значения в пределах верхней части каниловской серии и всей ровенской свиты, что указывает на постоянство области сноса обломочного материала и интенсивность химического выветривания этого времени. Аналогично изменяются также и другие геохимические модули. Исключение составляет модуль нормированной щелочности, который резко убывает в комаровских слоях, относительно ниже лежащих поливановских слоев и возрастает в хмельницкой свите. Таким образом, на границе каниловской и балтийской серий изменяется только один модуль (НКМ) из семи, которые рассматривались, тогда как при пересечении границ стратонов в середине каниловской серии резко изменяются три модуля (ГМ, АМ, ЩМ).

Формирование границы балтийской серии связано с незначительной структурной перестройкой бассейна осадконакопления, некоторыми изменениями режима осаждения кластики. Однако, при этом изменились область сноса, интенсивность химического выветривания, окраинный тип бассейна седиментации. Это предопределило слабую литологическую выраженность нижней границы балтийской серии в сравнении с границами других серий (могилев-подольской и каниловской).


1. Курочка В.П. Мінералого-петрографічна характеристика та генезис деяких аргілітів давньопалеозойських відкладів Придністров’я / В.П. Курочка // Наукові записки Чернівецького університету, сер. Геол. наук. – 1955. - Т. XYI. - Вип. I.

2. Ткачук Л.Г. Глинистые минералы, особенности их химического состава и закономерности размещения в домезозойских осадочных породах Подолии / Л.Г. Ткачук, Э.Я. Жовинский // В сб.: Материали по минералогии, петрографии и геохимии осадочных пород и руд. – 1974. - Вып. 2.– с. 131.

3. Копелиович А.В. Эпигенез древних толщ юго-запада Русской платформы / А.В. Копелиович // Тр. ГИН. – 1965. - Вып.121. – 310 с.

4. Стратотипические разрезы могилев-подольской серии венда Приднестровья / Л.В. Коренчук. – К., 1981. – 55 с. – (Препр. / АН УССР. Ин-т геол. наук; 84-11).

5. Стратотипические разрезы каниловской серии венда Приднестровья / Л.В. Коренчук, А.А. Ищенко. – К., 1980. – 57 с. – (Препр. / АН УССР. Ин-т геол. наук; 80-20).

6. Коренчук Л.В. Этапы формирования вендских отложений юго-западной окраины Восточно-Европейской платформы / Л.В. Коренчук // Стратиграфия и формации докембрия Украины: Сб. науч. тр. – 1983. – С. 124-147.

7. Уточнение к стратиграфической схеме опорного разреза венда Подольского Приднестровья / В.А.Великанов, Е.А.Асеева, В.Я.Иванченко и др. // ДАН УССР, сер. Б. – 1979. – 2. – с. 987-991.

8. Асеева Е.А. Микрофоссилии и водоросли из верхнего докембрия Подолии / Е.А. Асеева // Палеонтология и стратиграфия верхнего докембрия и нижнего палеозоя юго-запада Восточно-Европейской платформы. – 1976. – С. 40-62.

9. Геологическая история территории Украины. Докембрий / Рябенко В.А., Коренчук Л.В., Асеева Е.А. и др. – К.: Наук. думка, 1992. – 186 с.

10. Стратіграфія УРСР. Рифей. Венд / [відпов. ред. Крашеніннікова О.В.]– К.:Наук.думка, 1971.– Т.II.– 274 с. 11. Стратіграфія УРСР. Кембрій. Ордовік / [відпов. ред. Шульга П.Л.] – К.:Наук. думка, 1972. – Т.III. – 227 с. 12. Юдович Я.Э. Основы литохимии / Я.Э. Юдович, М.П. Кетрис. - СПб.: Наука, 2000. - 479 с.


19

13. Коренчук Л.В. Литологические изменения на границах стратонов в рифеевенде на юго-западной окраине Восточно-Европейской платформы / Л.В.Коренчук, Т.М. Сокур // Геол. журн. 2006. – 4. – С. 99-104.


Т. М. Сокур

Інститут геологічних наук НАН України, Київ, Україна

Літологічні та геохімічні особливості аргілітів верхнього венду та нижнього кембрію південно-західної окраїни Східно-Європейської платформи

Розглянуті будова, умови формування та мінеральний склад аргілітів верхнього венду та нижнього кембрію південно-західної окраїни Східно-Європейської платформи. За допомогою петрохімічних характеристик встановлюється ступінь відміни речовинного складу аргілітів від складу материнських порід, реконструюється геодинамічний режим формування осадків. Детально досліджені зміни знизу догори за розрізом складу та геолого-фаціальних особливостей аргілітів на межах стратонів різних рангів.

Ключові слова: аргіліт, верхній венд, ніжний кембрій.

T. M. Sokur

Institute of geological sciences of Ukrainian National Academy of Sciences, Kiev, Ukraine

Litological and geochemical features of mudstones of upper vend and lower carbonic of south-west fringe of East-European basement

Structure, conditions of forming and mineral composition of the Pre-Cembrian and Cembrian of argillite on the South-Western slope for the East-European platform is considered. On the basis of petrochemical characteristics the degree of difference of material composition of argillite is set from composition of maternal breeds, the geodynamic mode of forming of fallouts is reconstructed. Thoroughly researched changes upwards on the cut of the composition and geological characteristics of geology-facial features of argillite on the boundary оf stratons of different ranks.

Keywords: mudstone, Pre-Cembrian, Cembrian.


20

УДК 622. 233:551.49

А. А. Кожевников1, А. К. Судаков1, Е. Е. Лысенко2, А. Ю. Дреус2

1Государственное высшее учебное заведение «Национальный горный университет», Днепропетровск, Украина

2Днепропетровский национальный университет им. О. Гончара, Днепропетровск, Украина

Определение временных параметров процесса замораживания криогенно-гравийного фильтра

В работе представлены результаты расчета времени замораживания криогенно-гравийного фильтра для различных условий его охлаждения.

Ключевые слова: гравийный фильтр, замораживание, время.

Введение. В [1, 2] предложена новая низкотемпературная технология изготовления гравийных фильтров для оборудования гидрогеологических скважин. В разработанной технологии гравийная обсыпка удерживается замороженным вяжущим веществом во время изготовления фильтра, что приводит к образованию монолита. Фильтрационные качества фильтра не ухудшаются при этом, так как установленный в скважину фильтр претерпевает обратный фазовый переход (размораживается).

Качественный анализ технико-экономических показателей технологии [1] показывает ряд ее преимуществ по сравнению с традиционно используемыми. При этом температура замораживания может быть достаточно низкая вследствие чего, такие фильтры предложено называть криогенно-гравийными. Очевидно, что важными технологическими параметрами изготовления криогенно-гравийного фильтра, определяющими энергоемкость процесса, является время и глубина его замораживания перед установкой в скважину. Для определения рациональных характеристик целесообразно использовать расчетные методики.

Постановка проблемы. В соответствии с низкотемпературной технологией изготовления гравийного фильтра его омоноличивание может быть выполнено различными способами. Например, во время выдержки заготовки в холодильной камере или путем охлаждения низкотемпературной струей хладоносителя. Поскольку фильтр представляет собой полидисперсный композитный материал, то во время его замораживания (размораживания) внутри его и на поверхности будут происходить сложные взаимосвязанные физические процессы: фазовое превращение связывающего (жидкого) компонента, изменение границы фазового перехода, миграция влаги в незамерзшей части и т. д. При этом условия теплообмена на поверхности гравийного фильтра будут разными, что оказывает существенное влияние на время промерзания.

Интенсивность названных процессов зависит от температуры хладагента и условий теплообмена с ним. Теплообмен в морозильных камерах осуществляется преимущественно механизмом свободной и смешанной конвекции. Коэффициенты теплообмена принимают значения 0,291,5 Вт/(м2 оС) [3], а температуры в бытовых и промышленных морозильных камерах варьируют в пределах −7 −40 оС. При охлаждении струей хладагента (например, воздушно-азотной струей с температурой до −200 оС) имеет место вынужденная конвекция, и интенсивность теплообмена будет определяться такими факторами как геометрия конструкции системы охлаждения, расход хладагента и его природа. Значения коэффициентов теплоотдачи в этом случае могут достигать 2103 4103 Вт/(м2оС) [4], и процесс замораживания происходит более динамично. Вместе с тем вторая технология может требовать больших материальных и производственных затрат.

Таким образом, оценка времени замораживания необходима для выбора рациональных режимов замораживания криогенно-гравийного фильтра.

Цель работы. Расчетное определение временных характеристик процесса замораживания криогенно-гравийного фильтра для различных условий теплообмена с охлаждающей средой.


21

Результаты исследования и их обсуждение. Криогенно-гравийный фильтр представляет собой композитный материал, состоящий из твердого пористого скелета (гравия) и вяжущего вещества (водный раствор) в поровом пространстве. Для исследования процесса промерзания необходимо решать задачу тепломассопереноса с учетом фазовых переходов на основе системы нестационарных дифференциальных уравнений [5], аналитическое решение которых в общем случае получить не удается. В настоящей работе для описания процессов тепломассопереноса в гравийном фильтре при его заморозке было использовано обобщение на двумерный случай математической модели, предложенной в [6].

Криогенно-гравийный фильтр представлен в виде полого цилиндра конечных размеров (смесь гравия с водой), помещенного внутри оболочки (формы) рис. 1.

Рис. 1. Модель криогенно-гравийного фильтра: 1,2 – контрольные точки

Математическая модель теплофизических процессов представлена в работе [6].

Геометрические и теплофизические параметры задачи были приняты следующие мR 05,01 ,

мR 055,02 , мR 09,03 , мR 095,04 , Ккг

кДжcsk

92,0 , Ккг

кДжcw

19,4 , Ккг

кДжcl

1,2 ,

31650

м

кгsk ,

3920

м

кгl ,

31000

м

кгw ,

Км

Втsk 2 ,

Км

Втl 22,2 ,

Км

Втw 612,0 ,

где с – теплоемкость, – плотность, – теплопроводность, индексы соответствуют sk – скелет фильтра (влажный песок), l – монолит (мерзлый песок), w – вяжущее вещество (вода). В начальный момент времени температура конструкции имеет значение соответствующее температуре воздуха в производственного помещения, в котором происходит изготовление фильтра Т0=20 оС.

Рассматривались два случая замораживания: в холодильной камере с диапазоном температур Т от −10 оС до −40 оС; замораживание струей хладагента (воздушно-азотная струя) с диапазоном температур Т от −100 оС до −200 оС.

Решение задачи было получено путем вычислительного эксперимента, с использованием алгоритма численного расчета предложенного в работе [7]. Целью расчета было определение времени охлаждения фильтра в морозильной камере до начала фазового превращения на границе (начала омоноличивания) и времени полного промерзания образца.

Результаты расчета временных параметров для различной температуры в камере представлены на рис. 2, рис. 3. При замораживании в морозильной камере процессу образования монолита предшествует процесс охлаждения образца до температуры фазового


22

Рис. 2. Время начала фазового перехода при заморозке фильтра в морозильной камере

Рис. 3. Время промерзания фильтра до Т морозильной камеры

перехода вяжущего. Из рис. 2 видно, что время начала омоноличивания (начала фазового перехода на поверхности образца) существенно зависит от температуры в камере Т, и изменяется от 6,8 часов при температуре −10 оС до 3 часов при температуре −40 оС. Время необходимое для полного промерзания образца, т.е. до достижения температуры внутри образца значения окружающей среды Т представлено на рис. 3. И составляет от 30 часов при −10 оС до 39 часов при −40 оС соответственно. Выдержка образца в камере до таких значений может быть целесообразна в случае, когда при работах по установке на забой, предполагается, что фильтр будет продолжительное время находиться при повышенных температурах, или в условиях интенсивного теплообмена с окружающей средой при его спуске. В некоторых случаях, для экономии энергозатрат, вероятно можно ограничиться временем окончания фазовых переходов в гравийном фильтре.

Рис. 4. Распределение температура в точке 1 (рис. 1) при T=−193 оС

Рис. 5. Значение температуры в точке 2 (рис. 1) через 5 минут при криогенной заморозке фильтра в

зависимости от температуры струи Т

Результаты расчета в двух контрольных точках (рис. 1) для криогенного замораживания

струей хладагента (воздушно-азотная струя) показаны на рис. 4–5. В этом случае процесс охлаждения происходит намного более интенсивно, и температура фазового перехода на поверхности фильтра достигается практически мгновенно за счет высоких значений коэффициентов конвективного теплообмена рис. 4. Оценка температуры внутри фильтра в зависимости от температуры охлаждающей струи Т может быть выполнена по данным рис. 5.

Выводы. В работе представлены результаты численного исследования процессов времени замораживания гравийного фильтра в соответствии с предлагаемой технологией их изготовления. Исследовано влияние способа замораживания и температуры хладагента на временные характеристики технологии. Результаты расчета позволяют определить необходимое время в зависимости от условий замораживания и обосновать затраты на производство.


23


1. Кожевников А. А. Технология оборудования криогенно–гравийными фильтрами водоприемной части буровой скважины. / А. А. Кожевников, С. В. Гошовский, А. К. Судаков// Породоразрушающий и металлообрабатывающий инструмент, 2009. – Вып. 12. – С. 62–64.

2. Пат.18663U.UA, MKИ Е21 В43/08. Гравійний фільтр / Кожевников А.о., Судаков А.К.( UA). – 97020756 Замовлено 22.05.06; Друк. 15.11.2006; Бюл. 11.

3. Бараненко А.В. Практикум по холодильному технологическому оборудованию: Уч. пособие. / А.В. Бараненко, В.С. Калюнов, Б.Н. Малеванный, А.Я. Эглит– Спб.: СПбГУНиПТ, 2002. – 170 с.

4. Москалев А.Н. Разрушение горных пород при термоциклическом воздействии / А.Н. Москалев, Е.Ю. Пигида, Л.Г. Керекелица и др. – К.: Наукова думка, 1987. – 248 с.

5. Лыков А. В. Теория сушки / А. В. Лыков. – М.: Энергия, 1968. – 472 с. 6. Дреус А.Ю. Математична модель тепло та вологопереносу в гравійних фільтрах під час їх заморожування

/ А.Ю. Дреус, О.Г. Мелашич, А.О. Кожевников, А.К. Судаков // Матеріали ІІ міжнародної наукової конференції «Прікладні проблеми аерогідромеханіки та тепломасопереносу», Дніпропетровськ, ДНУ. 2008 – С.104–107

7. Математическая модель и алгоритм расчета тепловлагопереноса в промерзающей крупнодисперсной среде / А.Ю. Дреус, Е.Е. Лысенко // Системні технології. 2 (73), 2011, С. 72–77.


А. О. Кожевніков, А. К. Судаков, Е. Е. Лисенко, А. Ю. Дреус

Національний гірничий університет, Дніпропетровськ, Україна

Визначення часових параметрів заморожування кріогенно-гравійного фільтру

В роботі представлено результати розрахунку часу заморожування кріогенно-гравійного фільтру для різних умов його охолодження.

Ключові слова: гравійний фільтр, заморожування, час.

A. A. Kogevnikov, A. K. Sudakov, E. E. Lysenko, A. Y. Dreus

National Mining University, Dnipropetrovsk, Ukraine

Definition of time parameters of process of freezing cryogenic-gravel filter

In this work results of calculation of freezing time of the cryogenic-gravel filter for various conditions of his cooling are presented.

Keywords: gravel filter, freezing, time.


24

УДК 622.276.52

А. П. Стегнієнко, О. В. Ігнатов ДВНЗ «Донецький національний технічний університет», Донецк, Украина

Про підвищення динамічної стійкості режимів ступінчатих схем ерліфтів

На основі результатів дослідження вимушених коливань в ерліфті розроблена методика розраху-нку раціональних розмірів приймальної ємкості ступінчатих ерліфтів.

Ключові слова: дослідження, ерліфт, стисле повітря, вимушені коливання.

1. Проблема та її зв'язок з науковими і практичними задачами

Питомі витрати енергії при підйомі рідини або гідросуміші по вертикалі ерліфтом визна-чаються відносним динамічним зануренням та режимом роботи на цьому зануренні.

При значних висотах підйому, виходячи з прагнення зменшити питомі енерговитрати, до-водиться йти на застосування багатоступінчатої гідравлічної схеми ерліфтного гідропідйомника, при якій сумарні питомі витрати у всіх ступенях виявляються значно нижчими в порівнянні з одноступінчатою схемою (при однаковій висоті підйому). З міркувань резервування, обладнання і підвищення надійності експлуатації гідропідйомної установки в таких випадках звичайно пере-дбачають повітропостачання всіх ступенів гідропідйому із загального збірного колектора, на який підключають всі нагнітальні агрегати компресорної станції. Але ступінчатий ерліфт з такою схе-мою гідропневматичних комунікацій уявляє собою динамічно нестійку механічну систему. Нестійкість режимів роботи та їх зрив особливо яскраво виявляється на режимах, що супровод-жуються відвертими коливальними процесами. У принципі ж згадані багатоступінчаті схеми динамічно нестійкі на будь-яких режимах, що відповідають висхідним гілкам розхідних характе-ристик (режими, що відповідають спадним гілкам, як відомо, не мають промислового застосуван-ня тому, що відзначаються великими питомими витратами енергії, хоча й виявляються динамічно стійкими).

Застосування стабілізуючих систем автоматичного регулювання режимів роботі ступінчатих ерліфтів дозволяє перевести їх до категорії динамічно стійких механічних систем при роботі на висхідних гілках розхідних характеристик, але в обмеженому діапазоні. Вибір розмірів приймальних ємкостей здійснювався в основному виходячи з параметрів вільних самозбурюваль-них процесів, що супроводжують найбільш економічні режими ерліфта. Такий підхід в цьому питанні потребує перевірки вибраних розмірів приймальних ємкостей їх відповідності впливу ви-мушених коливань на загальний характер руху транспортованого середовища.

Вимушені коливання у будь-якому ступені ерліфтної установки можуть виникати при нанесенні збурень як у силових повітропроводах (наприклад, при ковзаючому режимі системи ав-томатичного регулювання розходу стислого повітря), так при коливаннях геометричної глибини занурення наступних ступенів, що визначається чоточною структурою потоку гідросуміші на виході попередніх та обмеженими розмірами приймальних ємкостей (особливо у горизонтальній площині, що в умовах шахтних стовбурів є характерним). Це, в свою чергу, призводить до вики-дань транспортованого середовища у стовбур шахти, що не бажано як з точки зору втрат енергії, так і по міркуванням надійності і безпеки установки, особливо при транспортуванні гідросуміші.

2. Аналіз досліджень та публікацій

Проведені експериментальні дослідження [1] дали можливість виявити нову закономірність, яка полягає в тому, що на деяких режимах збурювання вимушених коливань сере-довища в ерліфті виникає ділення частот. Період викидання рідинної фази на виході стає при цьо-му у два рази більше за період збурювальної функції. Ці явища у експериментах спостерігались


25

багатократно при різних зануреннях і доведений їх стійкий характер. Визначена зона ділення час-тоти коливань параметрів руху середовища і умови, за яких це явище виникає.

Значення отриманих результатів по дослідженню вимушених коливань можна визначити наступним чином.

При експлуатації ступінчатих ерліфтів у зоні оптимальних режимів треба вибирати коефіцієнти настройок систем автоматичного регулювання розходу стислого повітря такими, щоб уникнути динамічних відхилень більше 25% середнього значення розходу повітря. В протилежно-му випадку виникає збільшення періоду коливань у 2 рази. Подібна ситуація має несприятливий характер за умов стійкості гідравлічного режиму даного ступеня тому, що проміжок часу вики-дання чотки у цьому випадку складає не більше 1/4 періоду, що при гідротранспорті гірничої маси може привести до осідання твердої фракції у приймальному трубопроводі і в кінцевому рахунку до його закупорки. Проте навіть при стійкому чоточному режимі даного ступеня коливання виробності є для подальшого ступеня джерелом збурювань і можуть викликати в ньому ділення частоти. У цьому випадку приймальна ємкість попереднього ступеня повинна за період коливань подальшого ступеня сприйняти об’єм транспортованого середовища, що дорівнює об’єму двох чоток попереднього ступеня. Невиконання даної умови буде неминуче призводити до переливання транспортованого середовища у стовбур шахти або до втрати стійкості гідравлічного режиму ус-тановки в цілому.

3. Постановка задачі

Виходячи з викладеного, пропонується вирішення задачі про вибір раціональних розмірів приймальної ємкості ступінчатого ерліфта, необхідних для роботи в зоні оптимальних режимів із врахуванням можливості виникнення явища ділення частот.

4. Викладення матеріалу та результати

Розрахунки пропонується проводити в наступному порядку.

1. Визначається період коливань ОПТT на оптимальному режимі згідно з [2]:

0

2

ОПТT

де 0 - частота власних коливань на оптимальному режимі

1

10 a

c

11 , ac - відповідно узагальнені коефіцієнти жорсткості та інерції ерліфта.

избд

св

св

избдтрп

P

P

qP

PSc

.

..1 3

5

g

Sl

P

P

gSK

qPSa прпр

срд

a

трп

свпр

..1

2

1 ln

де трпS . , прS - відповідно площа перерізу підйомного та приймального трубопроводів ерліфта;

свP - тиск на виході ерліфта;

q - питомий розхід стислого повітря;

1K - кутовій коефіцієнт, що характеризує середню по довжині підйомної труби об’ємну вагу суміші;

- об’ємна вага транспортного середовища;

срдP . - середній тиск динамічного занурення;

прl - довжина приймального трубопроводу;

избдP . - надлишковий тиск динамічного занурення.


26

2. Амплітуда коливань pA тиску в змішувачі на оптимальному режимі [2]

20 срсжa

Ap

,

де 0a - швидкість звуку в потоці стислого повітря;

сж

Pa

19,10

P , сж - тиск та густість стислого повітря;

ср - середня швидкість повітря у пневмопроводі на оптимальному режимі ерліфта;

PS

PQ

в

aоптвср

.

вS - площа перерізу пневмопроводу;

оптвQ . - розхід стислого повітря на оптимальному режимі;

aP - атмосферний тиск. 3. Максимальна виробність ерліфта max.эQ , що відповідає вершині на півперіоду коливань,

визначається формулою:

пр

рпроптээ

АSgQQ

2

.2

max.

2

де оптэQ . – виробність ерліфта на оптимальному режимі; g – прискорення вільного падіння; пр –

коефіцієнт опору приймального трубопроводу. 4. Визначається об’єм W транспортованого середовища, що викидається ерліфтом за період:

а) релаксаційні коливання

2

2.

2 пр

оптэпр

Sg

QAp

;

2max. оптэ TQ

W

б) томсоновські коливання

2

2.

2 пр

оптэпр

Sg

QAp

оптQ TAW

де QA - амплітуда коливань виробності ерліфта

оптээQ QQA .max.

5. Необхідний об’єм приймальної ємкості

WWпр 2

6. Граничні розміри приймальної ємкості по висоті визначаються виходячи з максимально-

го розмаху коливань тиску

g

Аh рпр

2

Решта розмірів визначається конструктивно виходячи з конкретних умов застосування

ерліфта. Але, не зважаючи на різноманітність відзначених умов застосування, загальною вимогою


27

при проектуванні приймальних ємкостей є їх самоочищення. Для цього днище приймальної ємкості виконується похилим, причому кут похилу до горизонталі повинен бути не менше кута натурального схилу гірничої маси у транспортованому середовищі.

Висновки і використання результатів

Таким чином при вирішенні питання про вибір розмірів приймальної ємкості (як по висоті, так і в перпендикулярному напрямку) за умов місткості за період коливань змінної складової виробності ерліфта можна уникнути викидання транспортованого середовища у стовбур шахти, зменшити коливання занурення подальших ступенів і, таким чином, створити сприятливі умови для стабілізації гідравлічного режиму багатоступінчатої ерліфтної установки в цілому.

Отримані результати можуть бути використані на стадії проектування багатоступінчатих ерліфт них установок для гідротранспорту сумішей з твердими включеннями.

Бібліографічний список

1. Логвинов Н.Г. Стегниенко А.П. Исследование вынужденных колебаний в ерлифте. - Рук. деп. УкрН-ШНТИ, 3523, 1982.

2. Логвинов Н.Г. Самовозбуждающиеся колебания в воздушных подъемниках. – В сб.. «Разработка место-рождений полезных ископаемых», вып.31, «Техніка», Киев, 1973.

Надійшла до редакції 11.07.2011.

А. П. Стегниенко, А. В. Игнатов

Донецкий национальный технический университет

О повышении динамической устойчивости режимов ступенчатых схем эрлифтов

На основании результатов исследования вынужденных колебаний в эрлифте разработана методика расчета рациональных размеров приемной емкости ступенчатых эрлифтов.

Ключевые слова: исследование, эрлифт, сжатый воздух, вынужденные колебания.

A. V. Ignatov, A. P. Stegnienko

Donetsk national technical university

About a heightening of dynamic stability of conditions of the stepping schemas of air-lifts

On the basis of results of study of forced vibrations in an air-lift the method of application of calculation of the rational sizes of inset capacitance of stepping air-lifts is designed.

Keywords: study, air-lift, compressed air, forced vibrations


28

УДК 622.24.06

А. Н. Давиденко, П. П. Полищук ГВУЗ «Национальный горный университет», Днепропетровск, Украина

Физические основы процесса электрохимической обработки промывочных жидкостей постоянным

электрическим током

При проведении буровых работ для наиболее полного соответствия требованиям технологии бурения в конкретных геолого-технических условиях возможно осуществление обработки промывочной жидкости постоянным электрическим током, что позволит изменять значения рН жидкости в широких пределах (от 3 до 10). Приведены физические основы теории электрохимической обработки жидкости при использовании постоянного электрического тока. Частично описано влияние изменения значения рН на свойства буровых растворов.

Ключові слова: электрический ток, промывочная жидкость.

Введение

Наличие электрических свойств в водных дисперсных системах обусловило возможность применения электрического тока в буровой практике. Электрические свойства буровых растворов исследованы еще недостаточно, что обусловлено, по-видимому, сложным составом этих дисперсий. Однако в промышленности уже широко используют технологические процессы, осуществление которых оказалось возможным только благодаря наличию электрических свойств в дисперсных системах.

При бурении скважин действие постоянного электрического тока может быть использовано для регулирования структурно-механических свойств буровых растворов, обогащения и улучшения качества глин, укрепления стенок скважин, освобождения прихваченного инструмента и других целей.

Обработка постоянным электрическим током промывочной жидкости как процесс осуществляется в условиях минимального выделения тепла электрохимического и электрофизического воздействий на воду с содержащимися в ней ионами и молекулами растворенных веществ в области пространственного заряда у поверхности электрода (анода или катода) электрохимической системы при неравновесном переносе заряда через границу “электрод-электролит” электронами [1].

После проведения обработки электрическим током жидкость переходит в метастабильное, так называемое активированное состояние, которое характеризуется аномальными значениями физико-химических параметров, в том числе окислительно-восстановительного потенциала, связанного с активностью электронов в воде, электропроводности, водородного показателя рН, поверхностного натяжения и других параметров и свойств. Самопроизвольно изменяясь во времени, возмущенные предшествующим внешним воздействием электрического тока параметры и свойства жидкости, постепенно достигают первоначальных равновесных значений в результате релаксации.

Основной материал

Физические основы теории активации сред при проведении электрохимической обработки удалось сформулировать на основе новой физической теории — теории фундаментального поля (ТФП), которое опирается на два важных следствия ТФП [2]:


29

а) окружающее нас пространство не является пустым, физический вакуум состоит из материальных физических объектов — элементарных частиц вакуума (ЭЧВ), ответственных за большую часть процессов активации;

б) силовые взаимодействия между атомами в молекуле, между молекулами в кристаллах, в кристаллах твердых тел имеют не сферическую, а осевую симметрию и меняются во времени с очень большой частотой, порядка 1018 Гц. Эта особенность силовых взаимодействий тоже вносит свой существенный вклад в электрохимическую обработку сред.

В рамках излагаемых здесь представлений явление электрохимической активации сред может быть определено следующим образом: нарушение равновесия между атомами и возбужденными ЭЧВ, а также установившихся связей с учетом анизотропии силовых взаимодействий приводит к метастабильному состоянию, которое может быть названо структурным активированным состоянием данной среды. Оно называется структурной активацией, поскольку явление сводится к изменению структуры объекта активации. При этом энергия молекулы может и не измениться, а активные свойства молекулы определяются только изменением ее внутренней структуры.

Далее рассмотрены основы структурной активации при электрохимической обработке жидких сред электрическим полем на примере активации чистой воды.

Известно, что вода является слабым электролитом и поэтому в малой степени подвергается самопроизвольной, спонтанной диссоциации. В водных растворах имеет место, как диссоциация молекул самой воды, так и диссоциация примесей, растворенных в ней. Рассмотрим процесс диссоциации чистой воды, не содержащей растворенных в ней веществ.

Качественно явление активации чистой жидкости с позиции теории фундаментального поля, представляет собой явление следующего типа. В воде наряду с молекулами самой воды находится большое число элементарных частиц вакуума (ЭЧВ). Определенное количество из них находится в самопроизвольном свободном возбужденном состоянии.

Среднее возбуждение ЭЧВ, которые представляют собой виртуальные электрон-позитронные пары, составляет часть энергии при их образовании. Виртуальная пара е+е- взаимодействуя с молекулой воды будет стремиться разорвать ее на ионы. Наиболее сильному воздействию со стороны диполя ЭЧВ е+е- подвергнется связь между двумя разноименно заряженными атомами Н и О, поэтому молекула воды Н2О разорвется возбужденной ЭЧВ на два иона: ОН- и Н+.

Ионы присоединяются к виртуальным электрону и позитрону, образуя квазимолекулы Н+е- и ОН-е+. Эти квазимолекулы должны обладать кислотными Н+е- и щелочными ОН-е+ свойствами, не являясь в то же время кислотой и щелочью по своему химическому составу. Если пренебречь существованием возбужденных ЭЧВ, то диссоциированная вода остается обычной водой Н2О, но частично распавшейся на ионы.

Кислотные и щелочные квазимолекулы находятся в одинаковом количестве в единице объема диссоциированной воды и соответствующих свойств не проявляют. Однако картина изменится, если на диссоциированную воду наложить электрическое поле. В этом случае квазимолекулы будут соответственно перемещаться: квазимолекула с ионом ОН- - к аноду, а квазимолекула с ионом Н+ - к катоду. Таким образом, в достаточно большом электрическом поле произойдет разделение квазимолекул — около катода образуется кислотная фракция, а около анода — щелочная. При этом если электроды изолированы от воды, то ток в цепи не идет и разделение фракций происходит без затраты энергии. Это так называемый бестоковый способ активации воды. Однако этот способ требует существенной доработки, так как теоретические выкладки и описание процесса при его осуществлении не всегда согласуются с практическими данными.

Нужно отметить, что модификация способа бестоковой активации, при которой один электрод изолируется от воды, а другой — нет, существенно меняет ход процесса активации, хотя


30

и в этом случае ток не идет и процесс является бестоковым. В этом случае воздействие электрода, непосредственно соприкасающегося с водой, на процесс активации и степень активации воды у неизолированного электрода будет значительно большей. В этом случае вся вода будет на некоторое время сильно активирована одним свойством – она станет кислотой при отрицательном электроде и щелочной при положительном электроде. Однако если своевременно не удалить воду, прилегающую к неизолированному электроду, то диффузия приведет к тому, что за сравнительно короткое время активация исчезнет.

При проведении процесса бестоковой активации наибольшая концентрация активированной воды возникает у самой поверхности электродов со стороны, ближайшей к другому электроду. Это определяет требования к конструкции электрода и способам транспортирования активированной жидкости. Роль полупроницаемой перегородки при проведении электрохимической активации сводится к торможению процесса диффузии образованных фракций. При непрерывном процессе активации, сопровождающемся притоком неактивированной воды и оттоком активированной, можно обойтись и без полупроницаемой перегородки.

Обработка постоянным электрическим током промывочной жидкости при проведении электрохимической обработки позволяет изменять значение водородного показателя рН от 3, что соответствует кислотной фракции, до 10, соответственно щелочная фракция. То есть промывочная жидкость приобретает свойства кислоты или щелочи, не являясь таковой по химическому составу. Аномальная подвижность ионов водорода Н+ и гидроксила ОН- свидетельствуют об особом механизме их движения и формирования двойного электрического слоя на границе раздела фаз. Это явление представляет большой интерес для решения как практических, так и прикладных задач в бурении.

В буровых промывочных жидкостях концентрация водородных ионов может изменяться в широких пределах. Степень кислотности или щелочности буровых растворов оказывает существенное влияние на проявление ими других свойств. Так, изменяя величину рН, можно изменять реологические и фильтрационные свойства, ингибирующую способность буровых растворов, их седиментационную устойчивость и др. Величина рН также влияет на растворимость неорганических реагентов (солей) и эффективность действия (форму молекул) полимерных реагентов. При этом оптимальные значения рН находятся, как правило, в диапазоне от 9 до 11.

Однако для щелочных сред с ростом рН увеличивается вероятность:

– нарушений устойчивости стенок скважин, сложенных глинистыми породами, за счет их дополнительного увлажнения в результате интенсификации электроосмотических процессов;

– химического диспергирования (пептизации) глинистых пород, что затрудняет их удаление из бурового раствора, вызывая тем самым рост его плотности, вязкости и статического напряжения сдвига;

– снижения естественной проницаемости продуктивных песчано-глинистых коллекторов из-за уменьшения размеров поровых каналов, обусловленного набуханием глинистой составляющей продуктивных пластов, а также из-за закупорки этих каналов мигрирующими в них глинистыми частицами [3].

Поэтому необходимо очень тщательно подходить к регулированию значения уровня рН очистных агентов в зависимости от геолого-технических условий проведения буровых работ. Как показано выше это может быть достигнуто электрохимической обработкой промывочной жидкости постоянным электрическим током.

Выводы

Электрохимический метод обработки промывочных жидкостей несмотря на положительные результаты, не нашел широкого применения в бурении. Это, по-видимому, связано с недостаточным теоретическим пониманием всех сторон процесса активации жидкостей,


31

что в свою очередь выразилось в несовершенстве конструкций электроактиваторов, применяемых в буровой практике. Поэтому дальнейшие исследования свойств электрохимически обработанных промывочных жидкостей, по-нашему мнению, является целесообразным и перспективным. Использование параметров и свойств электрохимически активированной жидкости позволит применять ее для повышения технико-экономических показателей бурения при сооружении скважин.


1. Левин А.И. Теоретические основы электрохимии. – Москва: Металлургиздат, 1963. – 433 с. 2. Герловин Л.И. Основы единой теории всех взаимодействий в веществе. – Ленинград: Энергоатомиздат,

1990. – 427 с. 3. Овчинников В.П., Аксенова Н.А. Буровые промывочные жидкости: Учеб. пособие для вузов. – Тюмень:

Изд-во «Нефтегазовый университет», 2008. – 309 с.


О. М. Давиденко, П. П. Поліщук


Фізичні основи процесу електрохімічної обробки промивальних рідин постіним електричним струмом

При проведенні бурових робіт для найбільш повної відповідності вимогам технології буріння в конкретних геолого-технічних умовах можливе здійснення обробки промивальної рідини постійним електричним струмом, що дозволить змінювати значення рН рідини в широких межах (від 3 до 10). Наведено фізичні основи теорії електрохімічної обробки рідини при використанні постійного електричного струму. Частково описано вплив зміни значення рН на властивості бурових розчинів.

Ключові слова: електричний струм, промивальна рідина.

A. N. Davidenko, P. P. Polischuk


Physical bases of processing of electrochemical processing drilling fluids with a constant electric current

When the drilling to fully meet the requirements of drilling technology in specific geological and technical conditions may implement processing drilling fluid a constant electric current, which will alter the pH of the liquid in a wide range (from 3 to 10). Shows the physical foundations of the theory of electrochemical treatment of liquid using a constant electric current. Partially explained the effects of changing pH on the properties of drilling fluids.

Keywords: electric current, drilling fluid.


32

УДК 55:551.312.3:502.7

А. О. Бобко Криворізький відділ проблем екологічної геології та розробки рудних родовищ Відділення морської геології

та осадочного рудоутворення НАН України, Кривий Ріг, Україна.

Техногенні донні осадки як компонент сучасного геологічного середовища

У статті висвітлюється питання ролі донних осадків у аквальних екосистемах та умови їх формування. Обговорюються питання щодо терміну «донні осадки». Розглянуто формування донних осадків в умовах техногенного навантаження, особливо у гірничо-збагачувальних регіонах. Визначено, що за ступенем антропогенного впливу на донні осадки їх можна поділити на: природні, природні забруднені, техногенно змінені (або перероблені) та техногенні. Пропонується визначення терміну «техногенні донні осадки», та окреслюються умови їх формування в залежності від ступеню техногенного навантаження.

Ключові слова: сучасні донні осадки, літологічні характеристики, еколого-геологічна оцінка, гірничо-видобувні регіони.

1. Постановка задачі

Геологічне середовище має досить складну структуру, утворену численними компонентами, що тісно пов’язані між собою та з навколишнім середовищем у цілому. Значення терміну «компоненти сучасного геологічного середовища», як і «компоненти геологічного середовища», взагалі, різні дослідники визначають по-різному, в залежності від галузі науки [1-13]. До компонентів сучасного геологічного середовища (СГС) зараховують ґрунти, гірські породи, донні осадки, підземні води, природний газ, ендогенні й екзогенні процеси у літосфері.

Склад донних осадків, як найбільш важливих компонентів аквальних ландшафтів, відображає геохімічні особливості водозбірної території, визначає їх сорбційну здатність, гідрофільність та інші властивості [14, 15]. Завдяки цьому донні осадки використовуються у якості індикаторів для визначення, перш за все, стану гідросистеми, інтенсивності та масштабів техногенного забруднення ландшафтів, мінерального і петрографічного складу поширених на водозбірній площі порід. Крім того донні осадки є джерелом мінеральної складової трофічних ланок водних екосистем та середовищем існування бентосних організмів. Автори розглядають склад сучасного донного осадку як багатокомпонентну природно-антропогенну систему з прихованими зв’язками окремих її компонентів.

Функції донного осадку, як компоненту сучасного геологічного середовища, різноманітні. Донні осадки одночасно виконують роль як накопичувача забруднень, так і їх трансмітера в більш безпечні місця. Проте, однією із найважливіших функцій донних осадків водотоків та водоймищ залишається знешкодження або перетворення, до стану нешкідливих для людини, продуктів сільськогосподарської та промислової діяльності.

Термін донні осадки у різних галузях науки має різне тлумачення. Існує декілька визначень із аналогічним смислом – донні відклади, донні відкладення, донний осад, седимент, алювій, мули, тощо.

Еволюція визначення терміну «донні осадки» відбувалася із розвитком досліджень цього компоненту геологічного середовища [16-26].

Наукове тлумачення, у сенсі розкриття ролі донних осадків як відкритої фізико-хімічної система, що здійснює матеріальний, енергетичний та інформаційний обмін з навколишнім середовищем було закладено В.І. Вернадським та його школою. Так, В. І. Вернадський, ще у 30-ті роки минулого сторіччя, писав: - „мул - це природне тіло, аналогічне ґрунту, де гідросфера займає місце атмосфери” [27]. Розвиваючи цю думку О.І. Перельман пише: - «мули, як і ґрунти – не рівноважні динамічні біокосні системи, багаті на вільну енергію» [28].

Найбільш поширені на сьогоднішній день визначення терміну донні осадки можна поділити на декілька груп за:


33

– походженням (морські, озерні, річкові, та інш.); – фізичною природою утворення (алохтоні, автохтонні, наносні); – фізико-хімічними властивостями самих осадків, які в свою чергу можна класифікувати за літологічним складом, характером біохімічних процесів, що в них переважають (відновлення чи окислення).

Увага до терміну «донні осадки» указує, що дослідження такого компоненту геологічного середовища стає більш масштабним та всебічним, охоплює як фундаментальні аспекти, такі як процес седиментогенезу, так і більш практичні сторони – зміни гідротехнічних характеристик водосховищ, гідродинамічних характеристик водотоків.

Донні осадки відіграють роль одного з чутливих індикаторів стану довкілля. Вони накопичують і певний час зберігають інформацію про особливості розвитку людських «цивілізацій» на фоні плину природних процесів і явищ, починаючи з «перед техногенного» до нинішнього часу [34]. Це стосується як природних так і штучних відкритих водойм. Системні спостереження за ними розпочалися лише в останні роки. Але навіть перші дослідження [29-32], виявили цілу низку особливостей та властивостей самих донних осадків у гідросистемах, особливо із значним техногенним пресингом. Перед усім, привертають увагу нові антропогенні морфоструктури такі як шламо- та хвостосховища, що містять обводнені шлами, хвости збагачення, технічні й мінералізовані шахтні води. До них слід додати низку водосховищ на річках, техногенні зміни річищ і т. п. Цілком логічно припустити, що за цих умов формування донних осадків у природних та штучних об’єктах гідросистем буде відбуватися під більшим чи меншим впливом техногенних факторів. Донні осадки, які значною мірою, виконують місію своєрідного літопису геологічного середовища, дозволяють відтворити процеси техногенезу оточуючого середовища та визначити тренди на майбутнє. З іншого боку, цілком імовірно, що й самі донні осадки зазнають певних змін у часі під впливом техногенних факторів. Тому досить актуальним є визначення різних типів донних осадків як компонентів геологічного середовища.

Дослідження донних осадків, які останнім часом набули масштабності, акцентують увагу, по-перше, саме на сучасних донних осадках, а по-друге, на донних осадках, що зазнають певного антропогенного і техногенного впливу.

Визначення ступеню впливу діяльності людини на формування донних осадків, безумовно, - складне питання, вирішенню якого присвячено багато робіт. Існують регіони де вплив техногенного фактору надзвичайно високий, що дозволяє говорити про комплексний, антропогенно-техногенний вплив на геологічне середовище та формування нового типу донних осадків - техногенних, що суттєво відрізняються від природних. Так, Янін Є.П. зазначає: «Можна вважати, що техногенні відкладення, які формуються в річищах річок промислово-урбанізованих районів, являють специфічний техногенний вид руслового алювію і є новим типом сучасних осадочних утворень, сукупність процесів утворення яких може бути визначена, як техногенний алювіальний седиментогенез» [33]. Крім наведеного формулювання, існує досить багато робіт, в яких також зустрічається визначення «техногенні донні осадки». Але розглядаючи наведені в цих роботах визначення зауважимо, що більшість із них стосується природних, але забруднених тими чи іншими полютантами донних осадків. На нашу думку, техногенними є донні осадки складені продуктами техногенної переробки верхніх шарів літосфери або такі, що не існують у природі. Вони можуть потрапляти до водойм внаслідок прямих скидів речовини техногенного походження, або внаслідок змиву з водозбірної території. В цьому сенсі вони є, як відзначив Є.П. Янін, техногенним русловим алювієм.

2. Обговорення

Таким чином, за ступенем антропогенного впливу на такий компонент сучасного геологічного середовища як донні осадки, можемо поділити їх на природні, природні забруднені (полютантами хімічної, фізичної, біологічної природи), техногенно змінені (або перероблені) та техногенні [15, 34].

Що стосується першого типу донних осадків, то до них належать будь-які осадки водойм чи водотоків із мінімальним антропогенним впливом на гідросистему. Нажаль, останнім часом, такі гідросистеми складно знайти навіть на заповідних територіях (має місце еоловий компонент забруднення).


34

Найбільш поширеними є природні забрудненні донні осадки. Забруднення можуть бути, як було згадано вище, хімічної природи – органічні, неорганічні, змішані полютанти; фізичної природи – теплове, радіаційне забруднення, тощо; біологічної – найрізноманітніші полютанти біологічного походження (наприклад E.coli з каналізаційними скидами).

Характерним елементом ландшафту у місцях видобутку мінеральних ресурсів є відвали порід розкриву. Інтенсивна ерозія схилів відвалів та зсуви бортів частіше за все виступають джерелами техногенно зміненого матеріалу в донних осадках. Можна також, говорити про техногенні перетворення донного осадку, коли йдеться про його бітумізацію внаслідок перемішування із нафтопродуктами.

Техногенні донні осадки, мають дещо інше походження і зустрічаються набагато рідше, ніж забруднені. Розглянемо особливі штучні водні об’єкти, що містять неочищені стічні води та тверді відходи у вигляді шламів, шлаків і т. інше. Такі об’єкти будують з метою накопичення та зберігання техногенного матеріалу. До них належать хвостосховища та шламосховища. Хвостосховище (tailing pit, tailing pond) – гідротехнічна споруда для приймання та зберігання відходів збагачення корисних копалин (хвостів). У хвостосховищах відбувається поступове осідання твердої фази, іноді за допомогою спеціально добавлених реагентів – коагулянтів та флокулянтів [21]. Шламосховища (slime pit, slurry tank) – техногенні об’єкти, що акумулюють (вміщують) шлами хімічного або металургійного виробництва, ТЕС, тощо (рис. 1).

Рис. 1 Ділянка плесу, шламосховище ВАТ Центрального гірничо-збагачувального комбінату у балці Лозуватка (м. Кривий Ріг) із типовими техногенними намивами.

В останні часи все більше дослідників намагаються сформулювати визначення

техногенних донних осадків, оскільки техногенний компонент набуває все більшої чинності серед складових геологічного середовища. На сьогоднішній день не існує загально прийнятного визначення терміну техногенних донних осадків. Багато в чому це пов’язано з відсутністю критерію диференціації донних осадків. Якщо за основу узяти ступень забруднення природного осадку, то виникає питання про місце суто техногенних осадків, як от, наприклад, «хвости збагачення».

Нами було запропоноване визначення терміну техногенні донні осадки [15, 34]. Техногенні донні осадки – не перетворені в процесі діагенезу відклади, утворені, матеріалом, переважно, техногенного походження або техногенно переробленого природного.


35

3. Висновки

Підсумовуючи вище сказане підкреслимо, що техногенез у геологічному середовищі, зокрема, у такій чутливій сфері, як гідросистеми, виявляється у формі забруднення донних осадків полютантами, у появі техногенно змінених компонентів та утворенні суто техногенних донних осадків, тобто таких, що зазнали перетворення внаслідок дії на природні донні осадки техногенних факторів.


1. Адаменко Я. О. Оцінка впливів техногено небезпечних об’єктів на навколишнє середовище: науково-теоретичні основи, практична реалізація: автореф. дис. на здобуття наук. ступеня доктора геол. наук. / Адаменко Я. О. – Івано-Франківськ, 2006. – 28 с.

2. Ломтадзе В. Д. Инженерная геология. Инженерная геодинамика / Ломтадзе В. Д. – Спб.: Недра, 1977. – 511 с.

3. Сергеев Е. М. Проблемы инженерной геологии в связи с охраной и рациональным использованием геологической среды / Сергеев Е. М. // Вестн. МГУ. – Сер. 4. Геология, 1987. – 5. – С. 77-86.

4. Клубов С. В. Геоэкология: понятия, современное состояние / Клубов С. В., Прозоров Л. Л. – М.: ВНИИзарубежгеология, 1993. – 208 с.

5. Осипов В. И. Геоэкология - междисциплинарная наука об экологических проблемах геосфер / Осипов В. И. // Геоэкология. – 1993. – 1. – С. 4-18.

6. Королев В. А. Современные проблемы экологической геологии / Королев В. А. // Соровский образовательный журнал. – 1996. – 4. – С. 60-68.

7. Закон України від 04.11.1999 р. 1216-XIV «Про державну геологічну службу України». Відомості Верховної Ради України (ВВР), 1999, N 51, ст. 456.

8. Яковлєв Є. Геохімічні та екзогенні геологічні процеси як фактор техногенної перебудови геологічного середовища України в ХХІ сторіччі (теоретично-методичні аспекти): Матеріали наукової конференції професорсько-викладацького складу геологічного факультету Київського національного університету імені Тараса Шевченка, (Київ, 16-17 травня 2000 р.). – К.: КНУ ім. Т. Шевченка, 2000. – 150 с.

9. Коржнев М.М. Природно-ресурсні основи розвитку суспільства / Коржнев М. М. – К.: Видавничо-поліграфічний центр «Київський університет». 2004. – 173 с.

10. Байсарович І. М. Базові поняття екологічної геології / Байсарович І. М., Коржнев М. М., Шестопалов В. М. – К.: «Обрії», 2008. – 122 с.

11. Ресурс: www.tspu.edu.ua/subjects/12/1/Files/9.htm 12. Ресурс: www.wdcb.rssi.ru/.../geolog.html 13. Ресурс: www.refine.org.ua/pageid-1137-1.html 14. Законнов В.В. Пространственная и временная трансформация донных отложений водохранилищ средней

Волги // Водные ресурсы.- 2007.- Том 34.- 5.- С. 573-581. 15. Літологія сучасних донних осадків поверхневих водойм Криворізького залізорудного басейну / Альохіна

Т. М., Агаджанов М. Є., Бобко А. О., Іванченко В. В., Малахов І. М. – Кривий Ріг: «Октан-принт», 2008. – 110 с.

16. Енциклопедичний Словник Ф. А. Брокгауза і Єфрона І. А.– В 86 томах з ілюстраціями і додатковими матеріалами. – Спб., 1895. – 367 с.

17. Даль В. Толковый словарь живого великорусского языка: В 4-х т. / Даль В. – М.: Терра, 1995. – 800 с. 18. Ушаков Д. Н. Большой толковый словарь современного русского языка / Ушаков Д. – М.: Альта-принт,

2005. – 1239 с. 19. Ожегов С. И. Словарь русского языка / Ожегов С. И. – М.: Русский язык, 1990. – 921 с. 20. Геологический словарь в 2-х томах, изд. 2-е. – М.: Недра, 1976, т.2. – 486 с. 21. Горная энциклопедия / [под ред. Е. А. Козловского]. – М., Сов. энциклопедия. – т. 5. – 1991. – 541 с. 22. ГОСТ 17.1.5.01-80. Охрана природы. Гидросфера. Общие требования к отбору проб донных отложений

водных объектов для анализа на загрязненность. 23. Ресурс: http://dic.academic.ru 24. Ресурс: http://ru.wikipedia.org/ 25. Ресурс: http://www.glossary.ru/ 26. Шнюков Е. Ф. Геологическая история развития речной сети на северо-западном шельфе Черного моря /

Е. Ф. Шнюков, Ю. И. Иноземцев, Н. А. Маслаков // Геология и полезные ископаемые Черного моря. – К., 1999. – С. 238-244.

27. Вернадский В.И. Химическое строение биосферы Земли и ее окружения. Москва. - 1965. 94 с. 28. Перельман А.И. Геохимия.- М.: Высшая школа, - 1979. – 422 с.


36

29. Багрій І.Д. Гідроекосистема Криворізького басейну – стан і напрямки поліпшення / І.Д. Багрій, П.Ф. Гожик, Е.В. Самоткал та ін. – К.: Фенікс, 2005. – 213 с.

30. Геология шельфа УССР: Литология / Е.Ф. Шнюков, В.И. Мельник, Ю.И. Иноземцев и др. – Киев: Наук. думка, 1985. – 190 с.

31. Казаков В. Л. Геоекологічний аналіз території Кривбасу: автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. географ. наук. / В. Л. Казаков. – Сімферополь, 1997. – 27 с.

32. Лисицын А. П. Процессы океанской седиментации / Лисицын А. П. – М.: Наука, 1978. – 392 с. 33. Янин Е. П. Экогеохимическая оценка загрязнения реки Нуры ртутью / Е. П. Янин. – М.: Наука, 1989. – 43

с. 34. Методологічні питання вивчення трансформації геологічного середовища у гірничо-видобувних

регіонах. Агаджанов М.Є., Бобко А.О., Малахов І.М., Альохіна Т.М., Іванченко В.В. - Кривий Ріг. “Октан Прінт”, 2011.- 170 с. Сер. Геологічне середовище антропогенної екосистеми.


А. А. Бобко

Криворожский отдел проблем экологической геологии и разработки рудных месторождений Отделения морской геологии и осадочного рудообразования НАН Украины, Кривой Рог, Украина

Техногенные донные осадки как компонент современной геологической среды

В статье освещены вопросы роли донных осадков в аквальных экосистемах, а также условия их формирования. Обсуждаются вопросы генеза термина «донные осадки». Рассмотрен вопрос формирования донных осадков в условиях техногенного прессинга, прежде всего в горно-обогатительных регионах. Установлено, что в зависимости от степени антропогенного влияния донные осадки можно классифицировать на: природные, природные загрязнённые, техногенно изменённые и техногенные. Предлагается определение термина «техногенные донные осадки».

Ключевые слова: современные донные осадки, литологические характеристики, эколого-геологическая оценка, горнодобывающие регионы.

A. A. Bobko

Department of Marine Geology and Sedimentary Ore-Formation, The National Academy of Sciences of Ukraine, Kriviy Rig, Ukraine

Technogenic bottom sediment as the component of modern geology environment

The issue of bottom sediment role in water ecosystems and conditions of their forming is lighting up in the article. The question of terminology about «bottom sediment» is discussed. The problem of bottom sediment formation in technogenic pressure conditions, especially, in mining regions is raised. The bottom sediment can be divided by level of anthropogenic factors influence on: natural, natural polluted, technogenic changed and technogenic. Determination of term «technogenic bottom sediment» is proposed and is designated the conditions of its forming depending by level of technogenic pressure.

Keywords: contemporary bottom sediments, lithological characteristics, ecological-geological evaluation, mining regions.


37

УДК 622.244.5:622.248.33:622.244.49:532.11

А. А. Яковлев, М. В. Турицына Санкт-Петербургский государственный горный университет, Санкт-Петербург, Россия

Оценка перспективности применения газожидко-стных смесей на месторождениях с аномально

низкими пластовыми давлениями

Проведен анализ и оценка месторождений Пермского края, Западной и Восточной Сибири с ано-мально низкими пластовыми давлениями в продуктивных горизонтах. Предложена новая классифи-кация групп факторов, влияющих на качество вскрытия пластов.

Ключевые слова: газожидкостная смесь, классификация, вскрытие пласта.

Первичное вскрытие продуктивного пласта – один из наиболее ответственных этапов бу-рения скважин. Важность данного процесса обуславливается тем, что неудачи при вскрытии пла-ста могут свести к минимуму успехи предыдущих этапов строительства скважин, вплоть до необ-ходимости ликвидации скважины.

В результате анализа научно-технической литературы по проблеме вскрытия нефтегазовых пластов можно выделить следующие группы факторов, влияющих на качество вскрытия пластов:

1. Геологические:

– литологические характеристики вскрываемых отложений (пористость и проницаемость гор-ных пород; наличие в пластовых флюидах агрессивных компонентов; наличие трещин, ка-верн и карстовых зон прочность пород, слагающих вскрываемые пласты; тип коллекторов);

– физико-химические свойства горных пород, складывающих продуктивный горизонт (твер-дость, абразивность и др.), их устойчивость (например, неустойчивость, вызываемая набу-ханием глинистых веществ, входящих в состав цемента горной породы);

– градиенты давлений и температур на забое скважины; – нефтегазоводоносность (наличие пропластковых и подошвенных вод; газовый фактор, хи-мический состав флюида);

– возможные осложнения (поглощения, газонефтеводопроявления (ГНВП), осыпи и обвалы, прихваты) и др.

2. Технологические:

– выбор конструкции и профиля скважины; – выбор способа и режима бурения; – величина превышения забойного давления над пластовым (один из важнейших параметров, определяющий степень воздействия процесса бурения на состояние околоствольной зоны продуктивных пластов);

– физико-химические свойства применяемой промывочной жидкости (что определяет выбор типа агента для промывки / продувки и очистки забоя скважины);

– температурный режим бурения скважины (влияет на характер движения флюида, скорость протекания химических реакций);

– выбор режима проведения спускоподъемных операций, обеспечивающего минимальное про-никновение компонентов бурового раствора в пласт и др.

3. Технические (выбор технических средств, оборудования и инструмента в соответствии с условиями бурения).

В зависимости от горно-геологических условий и гидродинамического состояния коллек-тора, исходя из забойного давления, поддерживаемого при первичном вскрытии ПЗП, применяет-ся один из трех способов первичного вскрытия продуктивных залежей [5]:

1) вскрытие пластов на репрессии – за счёт превышение давления в скважине над пластовым давлением (Pc > Pпл);


38

2) вскрытие на равновесии (Pc ≈ Pпл); 3) на депрессии (Pc < Pпл).

Все три способа вскрытия объединены единым подходом к разработкам технологических решений – к контролю и регулированию дифференциальных давлений в условиях гидродинамиче-ской связи скважины и вскрываемых пластов.

По мере выработки месторождений, характеризующихся сравнительной простотой добычи углеводородного сырья, происходит переход к разработке месторождений с трудноизвлекаемыми запасами, что требует иного подхода, по сравнению с ранее применявшимся, ко всему процессу эксплуатации, начиная с первичного вскрытия продуктивного горизонта. К таким сложным горно-геологическим условиям относятся аномальные пластовые давления, солевые толщи, многолетняя мерзлота и др.

В образовании повышенных концентраций нефти и газа большую роль играет развитие зон аномально низких пластовых давлений (АНПД). При наличии мощных миграционных потоков гидростатические аномалии – зоны пьезоминимумов – могут играть важную роль в формировании крупных залежей углеводородов (УВ) [3].

Наличие АНПД в пластах-коллекторах явно свидетельствует о том, что здесь произошла массовая латеральная миграция нефти. Это является предметом прогноза нефтегазовых скопле-ний, что иллюстрируется на примерах Непско-Ботуобинской нефтегазоносной области, Тимано-Печорской провинции. Образование аномальных пластовых давлений в коллекторах нефти и газа связаны с постоянным (или периодическим) притоком газовой фазы из глубинных источников че-рез разломы и дислокации осадочной толщи пород и последующей газовой миграции УВ [2].

Опыт буровых работ в различных районах мира показывает, что аномально низкие пласто-вые давления встречаются реже, чем аномально высокие. Тем не менее, АНПД были установлены во многих районах в процессе бурения на нефть и газ.

Анализ данных по АНПД [4] в пределах Пермского края, Западной и Восточной Сибири показывает, что в большинстве случаев (порядка 70%) начальный коэффициент аномальности вы-ражается величиной порядка 0,94-0,99 и лишь в редких случаях составляет 0,75 или менее.

Если обратиться к географии распространения такого явления, как АНПД, то наиболее часто они встречаются на месторождениях Пермского края (17% от всего фонда месторождений), для Западной и Восточной Сибири процент примерно одинаков (13 и 12% соответственно). Но при этом по абсолютным показателям месторождения с АНПД получили широкое распространение на месторождениях Западной Сибири (рис. 1.).

Рис. 1. Распределение пластов по глубинам с аномально низкими давлениями на месторождениях Пермского края, Западной и Восточной Сибири


39

Аномально низкие давления в пласте-коллекторе встречаются во многих истощенных за-лежах. Поверхностный признак такого снижения давления – проседание земной поверхности. АНПД зафиксированы в бассейнах Cан-Xуан, Предаппалачском, Денвер, Cеверо-Предкарпатском, Днепровско-Донецком и других нефтегазоносных бассейнах.

АНПД могут быть вызваны искусственно при добыче нефти, газа и воды, если не происхо-дит восполнение отбираемых из пласта флюидов. Добыча больших количеств пластовых флюидов может привести к резкому снижению пластового давления. По существу, отбор флюидов в про-цессе добычи является причиной уменьшения давления поровых флюидов, если сильный напор воды не может компенсировать это уменьшение; часто в результате этого продуктивные пласты уплотняются [6]. По результатам анализа такого показателя разработки, как пластовое давление, по мере эксплуатации (за последние 20 лет) месторождений Когалымского региона (Западная Си-бирь) наблюдается снижение пластовых давлений от 12 до 50 % (Табл. 1, Рис. 2) в сравнении с на-чальными [1, 4].

Табл. 1. Динамика снижения пластовых давлений на месторождениях Когалымского региона (Западная Сибирь)

Месторождение Возраст продуктивных отложений (свита, гори-зонт), индекс пласта Ф

люид

Глубина

кровли пласта

, м

Гидростатическое дав-

ление,

МПа

Давление пластовое

начальное,

МПа

Давление пластовое на

01

.03.

2008

г., МПа

Коэффициент

аномаль-

ностти

, начальный,

КА

Коэффициент

аномаль-

ностти

, на

01.0

3.20

08 г

., КА

Снижение

пластовых

давлений

и коэффици-

ента

аномальностти,

%

Северо-Покачевское Колловей – оксфорд, Ю1

1 Н 2822 27,7 28,3 22,8 1,02 0,82 19,4 Покачевское Баррем, АВ2 Н 1872 18,4 19,14 16,8 1,04 0,91 12,2 Нонг-Еганское Готерив, БВ2-3 Н 2247 22,0 22,7 17,4 1,03 0,79 23,3 Верхняя юра, Ю1

1 Н 2805 27,5 28 18,6 1,02 0,68 33,6 Нивагальское Апт, АВ1-2 Н 1854 18,2 18,7 14 1,03 0,77 25,1 АВ2 Н 1857 18,2 18,8 15,4 1,03 0,85 18,1 Поточное Валанжин – готерив, БВ6 Н 2209 21,7 23,2 20,4 1,07 0,94 12,1 Валанжин, БВ8 Н 2289 22,5 23,6 20,3 1,05 0,90 14,0 Локосовское Валанжин – готерив, БВ6 Н 2213 21,7 22,8 15,6 1,05 0,72 31,6 Т-Русскинское Валанжин, БС10 Н 2508 24,6 24,7 15,6 1,00 0,63 36,8 Равенское Берриас, БС18 Н 2631 25,8 26,1 22,5 1,01 0,87 13,8 Повховское Келловей – оксфорд, Ю1 Н 2909 28,5 29,4 15,6 1,03 0,55 46,9 СРЕДНЕЕ: 1,03 0,79 23,9

Снижение пластовых давлений зависит от большого количества факторов, таких как состояние

продуктивного горизонта до начала и во время разработки (физико-механическое состояние пласта, начальные пластовые давления и температуры и т. д.), пластового флюида (его состав и характеристи-ки), режимы и системы разработки. Таким образом, на каждом месторождении снижение давлений будет происходить с различной интенсивностью. С точки зрения строительства скважин повлиять на это возможно применением щадящих технологий вскрытия продуктивного пласта, нежели ранее. При первичном вскрытии пласта с АНПД вероятность загрязнения продуктивного горизонта повышена, поскольку возникают ситуации, связанные с проникновением бурового раствора в коллектор, что при-водит к его кольматации и, как следствие, снижению дебита скважины.


40

Рис. 2. Динамика снижения пластовых давлений по мере разработки и эксплуатации месторождений Кога-лымского региона (Западная Сибирь)

Анализ современного состояния теории и практики первичного вскрытия продуктивных

пластов с АНПД с применением облегченных буровых растворов (ПермНИПИнефть, Когалым-НИПИнефть, СевКавНИПИгаз, ВолгоУралНИПИгаз, НПО «Буровая Техника», НПО «Бурение») позволил сделать вывод, что одним из наиболее перспективных направлений является применение газожидкостных смесей (ГЖС) для бурения скважин.

Сложность применения газожидкостных технологий обусловлена:

– отсутствием объективной классификации и рекомендаций по выбору растворов пониженной плотности для первичного вскрытия пластов в конкретных горно-геологических условиях;

– недостаточной изученностью процессов, проходящих на забое скважины (связь технологи-ческих параметров ГЖС с процессами, происходящими на границе раздела фаз; влияние компонентного состава на забойные процессы;

– отсутствием конкретизации технологических параметров ГЖС и их компонентного состава для бурения различным породоразрушающим инструментом;

– возникновением проблемы крепления интервалов с АНПД.

В связи с этим разработка составов газожидкостных смесей и технологических схем их применения, позволяющих повысить качество вскрытия пластов с аномально низкими пластовыми давлениями, представляется весьма актуальной задачей. Для её решения необходимо решить сле-дующие задачи:

1) регламентировать свойства поверхностно-активных веществ (ПАВ) и разработку составов и параметров ГЖС, получаемых, в том числе, с использованием инертных газов, для первич-ного вскрытия продуктивных пластов с АНПД;

2) провести экспериментальные стендовые исследования вскрытия продуктивных пластов в условиях, аналогичных скважинным, для оценки эффективности предлагаемых ПАВ и их рецептур;

3) провести обработку результатов эксперимента методами математической статистики для получения эмпирических зависимостей, характеризующих гидродинамические условия вскрытия продуктивных пластов с использованием ГЖС;

4) разработать эффективные технологические схемы применения ГЖС при первичном вскры-тии продуктивных пластов с АНПД;


41

5) произвести опытно-производственную проверку разработанных рекомендаций и оценку их экономической эффективности.


1. Бабушкин Э.В., Бакиров Д.Л. Разработка и опыт применения облегченных полыми микросферами буро-вых растворов на месторождениях Когалымского региона // Новые технологии и безопасность при буре-нии нефтяных и газовых скважин: Материалы Всероссийской научно-практической конференции. – Уфа, 27-28 мая 2009.

2. Иванников В.И. Аномальные давления в коллекторах нефти и газа // Геология, геофизика и разработка нефтяных и газовых месторождений. – 2005. – 12. – С. 24-27.

3. Лаврушко И.П. Решающие факторы формирования и критерии поиска крупных месторождений нефти и газа. Геология, методы поисков и разведки месторождений нефти и газа. - М.: ВИЭМС, 1988. – 48 c.

4. Нефтяные и газовые месторождения СССР: Справочник в двух книгах / под ред. С.П. Максимова. – М., Недра, 1987.

5. Поляков В.Н., Ишкаев Р.К., Лукманов Р.Р. Технология заканчивания нефтяных и газовых скважин. - Уфа: «ТАУ», 1999. - 408 с.

6. Фертль У.Х. Аномальные пластовые давления: Пер. с англ. – М., Недра, 1980. – 398 с. – Пер. изд., Нидер-ланды, 1976.


А. А. Яковлев, М. В. Туріцина

Санкт-Петербурський державний гірничий університет, Санкт-Петербург, Росія

Оцінка перспективності застосування газо-рідинних сумішей на родовищах з аномально низьким пластовим тиском

Проведений аналіз і оцінка родовищ Пермського краю, Західного і Східного Сибіру з аномально ни-зькими пластовими тисками в продуктивних горизонтах. Запропонована нова класифікація груп факто-рів, що впливають на якість вскриття пластів.

Ключові слова: газо-рідинна суміш, класифікація, вскриття пласту.

A. A. Yakovlev, M. V. Turitsina

St. Petersburg State Mining University, Saint Petersburg, Russia

Estimation of perspectivity of application of gas-liquid mixes on formations with abnormal low pressure.

The analysis and estimation of deposits of the Perm Territory is carried out, Western and the Eastern Siberia with is abnormal low pressure in productive horizons. New classification of groups of the factors influencing quality of opening of layers is offered.

Keywords: gas-liqiud mix, classification, formation drilling-in.


42

УДК 622.233.4

А. А. Игнатов, С. С. Вяткин ГВУЗ «Национальный горный университет», Днепропетровск, Украина

Некоторые технико-технологические решения вопросов бурения направленных скважин

Проанализированы состояние и перспективы развития техники и технологии бурения с применением струйных аппаратов. Рассмотрены особенности конструкции и принцип действия усовершенствованного снаряда для гидромеханического бурения.

Ключевые слова: струйный аппарат, гидромеханический способ бурения, шары, забой скважины, рейс, механизм разрушения.

Введение

В настоящее время известны две группы принципиально отличающихся методов бурения скважин. К первой группе можно отнести те методы, при которых разрушение породы забоя осуществляется инструментом, которому сообщаются удары, вращение либо их комбинация. В соответствии с чем различают способы бурения: ударный, вращательный и ударно-вращательный. Вторую группу составляют методы, при которых разрушение происходит за счет различных физико-химических эффектов. Подавляющее большинство скважин сооружается с помощью методов первой группы [1].

Методы безинструментального разрушения горных пород находятся в основном в стадии изучения и экспериментирования. Вместе с тем, один из методов этой группы, а именно гидродинамический (шароструйный), получил уже применение при бурении скважин – в основном верхних непродуктивных интервалов разведочных и наклонно-направленных [2].

Как известно, бурение скважин в заданном направлении является довольно трудной в технических и технологических аспектах задачей. И именно в этих условиях гидродинамический способ показал свою перспективность. Однако на пути внедрения указанного способа в практику буровых работ встретились серьезные затруднения. Главным из них является существенные недостатки самих конструкций снарядов шароструйного бурения.

Цель работы

Обоснование технико-технологических параметров снаряда шароструйного бурения, конструкция которого позволит успешно применять его для сооружения наклонно-направленных скважин и скважин со значительной кривизной.


Анализ публикаций, посвященных разработке конструкций и технологии бурения гидродинамическими снарядами приведен в статье [3]. В настоящей работе следует подчеркнуть, что в результате обобщения удалось выделить ряд нерешенных задач, главной из которых можно считать формирование периферийной части призабойной зоны скважины.

Результатом решения указанной задачи явилась разработка двух принципиально различных конструкций снаряда шароструйного бурения.

Согласно первой разработке, в ней реализован способ формирования периферийной части забоя специальным опорным породоразрушающим башмаком, нагруженным весом бурильной колонны. Во втором варианте, конструкция позволяет поочередно проводить обработку различных участков забоя путем поворота камеры смешения струйного аппарата, где происходит разгон породоразрушающих шаров.

Рассмотренным конструкциям присущи весьма влиятельные органические недостатки – это значительное сопротивление горной породы сжимающим усилиям в первом случае, и сложность конструкции и регулировки механизма отклонения камеры смешения во втором.


43

Отсюда заключаем, что конструкцию снаряда должна отличать как простота технического решения, так и эффективность механизма формирования забоя.

Использование отмеченных принципов позволило разработать следующую конструкцию снаряда, состоящего из корпуса струйного аппарата, в верхней части соединенного с турбинным двигателем, а в нижней с породоразрушающим кольцом.

Отличительной особенностью породоразрушающего кольца является то, что с одной стороны на нем нарезана резьба, для возможности его соединения с корпусом струйного аппарата, а с другой выполнен ряд специальных посадочных гнезд для размещения породоразрушающих шаров. Породоразрушающее кольцо вращается вместе с корпусом струйного аппарата. Это обеспечивается включением в состав снаряда турбинного двигателя, который соединяется с верхней частью аппарата. В свою очередь, полый статорный вал двигателя на резьбе соединен с колонной бурильных труб, по которым внутрь него поступает поток промывочной жидкости, предназначенный для привода двигателя.

При возникновении циркуляции промывочной жидкости, во внутренней части корпуса снаряда, начинается активное движение породоразрушающих шаров, которые взаимодействуя с породой забоя разрушают последнюю. В призабойной зоне поток промывочной жидкости разделяется на два, один из них вместе с породоразрушающими шарами поднимается вверх к струйному аппарату, а другой, обогащенный шламом, выходит в затрубное пространство.

Породоразрушающие шары, циркулирующие в интервале от плоскости забоя до струйного аппарата, непрерывно уменьшаются по наружному диаметру и массе. После достижения этими параметрами определенных значений, шары размещаются и удерживаются в посадочных гнездах породоразрушающего кольца. За счет постоянного вращения и создания осевой нагрузки на шары, они разрушают породу на забое и образовывают его периферийную часть.

Данную конструкцию снаряда можно считать вполне пригодной для проходки вертикальных скважин и таковых имеющих небольшие зенитные углы. Применение же такого снаряда для проходки скважин со значительными зенитным углами и интенсивной кривизной исключается целым рядом факторов, среди которых: сложность удержания породоразрушающих шаров в посадочных гнездах; необходимость создания значительных осевых нагрузок на шары, что практически невозможно в отмеченных скважинах; существенные продольные и поперечные габаритные размеры турбинного двигателя, препятствующие его свободному перемещению в стволе скважины.

В соответствии с выдвинутыми ограничительными условиями на кафедре техники разведки МПИ (НГУ) была разработана конструкция гидродинамического снаряда, в которой главенствующим принципом компоновки была возможность и эффективность его применения в наклонных скважинах.

На рис. 1 приведена общая схема такого снаряда, где 1 – корпус, 2 – струйный аппарат, 3 – породоразрушающие шары, 4 – породоразрушающая матрица, 5 – пористая структура, 6 – обломки породоразрушающих шаров, 7 – обломки горных пород, 8 – винтовой двигатель, 9 – колонна бурильных труб.

Включение в работу насосного агрегата приводит к появлению циркуляции во внутренней полости снаряда, образованной его корпусом и струйным аппаратом. Вихревые токи жидкости создают активное движение породоразрушающих шаров. Ударяясь о забой с высокой скоростью шары разрушаются сами. Поток жидкости в призабойной зоне выполняет две функции: одна из них – это создание циркуляции породоразрушающих шаров внутри корпуса снаряда, а другая – вынос продуктов разрушения в затрубное пространство, который осуществляется между торцом и корпусом матрицы, а также забоем и стенками скважины соответственно. Наличие породоразрушающей матрицы в нижней части снаряда продиктовано необходимостью формирования прямоугольного профиля забоя скважины за счет реализации вращательного метода бурения с применением так называемых «истирающих» материалов [4]. Указанный метод характеризуется следующей схемой. Породоразрушающие шары вследствие взаимодействия с породой забоя скважины раскалываются. Особенности структуры металла торца матрицы позволяют ей, с помощью потока промывочной жидкости, аккумулировать и удерживать в себе обломки шаров и самой горной породы. Наложением крутящего момента и осевого усилия на обломки, создают условия для абразивного изнашивания и формирования ними периферийной части забоя. Такой характер взаимодействия сопровождается постепенным истиранием продуктов


44

разрушения шаров и горных пород, что в конечном итоге способствует их удалению из пористой структуры матрицы. Вместо изношенных обломков на их место поступают более работоспособные. Эффект вращения создается находящимся в верхней части снаряда винтовым двигателем.

Рис. 1. Схема гидродинамического снаряда Некоторых пояснений требует термин «пористая структура породоразрушающей

матрицы». Пористые сплавы [5] представляет собой особый класс функциональных материалов

современного машиностроения; только они имеют в своем составе газовую фазу как полноправную составляющую, которая определяет большинство свойств материала. По способу получения пористые сплавы можно разделить на два больших класса: пористые сплавы, структура которых сформирована в твердом состоянии; пористые сплавы образующиеся в результате осуществления литейных технологий. Если сплавы первой группы оказались непригодными для


45

выполнения функций размещения и удержания продуктов разрушения шаров и горных пород, то сплавы второй группы отвечают практически всем требованиям предъявляемым к породоразрушающей матрице, в особенности это касается сплавов-газаров. Поэтому, на их структурных свойствах остановимся более детально.

Газары – это литые пористые сплавы, полученные путем газо-эвтектического превращения в системах сплав-водород, отличающиеся особой пористой структурой. Газары могут быть получены с различным типом структуры, в зависимости от параметров процесса эвтектики, но их всегда отличает довольно равномерное распределение пор, размеры которых могут изменяться в пределах от 10 м (продольные) до 10 мм и менее (поперечные), а сама пористость достигает 75%. Стенки пор в газарах чистые, а межпоровые перегородки представляют собой сплав, не загрязненный примесями или добавками.

Прочность практически всех пористых сплавов снижается с увеличением пористости, причем это снижение происходит не пропорционально – прочность падает значительно интенсивнее. Это объясняется тем, что в них имеются участки, являющиеся концентраторами напряжений. Кроме того, значительно снижают прочность вещества, покрывающие поверхность пор и добавки необходимые для увеличения вязкости расплава. Напротив, прочность газаров (при равной пористости) сравнительно выше. Причем, в большом диапазоне падение прочности с повышением пористости идет пропорционально, а при небольшом размере пор (до 50 мм) наблюдается упрочнение материала, по сравнению с монолитом, имеющим тот же химический состав. Кроме того, газары легко поддаются обработке давлением и резанием, что выгодно их отличает от прочих пористых сплавов.

Именно указанные выше преимущества позволяют рекомендовать газары, как материал для изготовления породоразрушающих матриц в проектируемом снаряде.

Включение в состав конструкции (в верхнюю её часть) именно винтового двигателя обусловлено, прежде всего, габаритными параметрами самого двигателя, которые позволяют ему бесприпятственно преодалевать дуги значительной кривизны. Согласно предварительным расчетам, данную модель снаряда можно рекомендовать для бурения горизонтальных участков скважин. Кроме того, выходные характеристики винтового двигателя являются приемлимыми для реализации, заложенного в конструктивное решение матрицы снаряда, механизма разрушения горных пород на забое.

Как и в снаряде с породоразрушающим органом в виде кольца так и в таковом с матрицей, основным, формирующим центральную часть забоя, является гидродинамический способ разрушения. Принципиально отличным можно считать механизм обработки переферийной зоны забоя.

Вовлекаемые во вращение и абразивно-силовое взаимодействие обломки горных пород и шаров совершают некоторую работу разрушения, аналитически обосновать которую можно следующим образом. Само исполнение пористой структуры матрици и довольно неправильная форма как обломков шаров, так и горной породы практически исключает их перекатывание по забою. В этом случае единственно осуществимым механизмом будет волочение частиц, а процесс разрушения сведется в конечном итоге к истиранию породы [6-7].

Из расмотренных аспектов механики процесса разрушения и работы гидродинамического снаряда вытекает ряд практических выводов.

1. В проектируемом снаряде основная работа разрушения – формирование центральной части забоя, осуществляется за счет гидродинамического взаимодействия в паре «шары – горная порода».

2. Обработка переферийной зоны забоя ведется с помощью специальной породоразрушающей матрицы, содержащей в качестве «рабочих элементов» обломки шаров и горных пород. Этот процесс можно классифицировать как царапание и абразивный износ. Таким образом предупреждается остановка углубки скважины из-за образования параболлического профиля забоя.

3. Создание крутящего момента посредством исключительно винтового двигателя позволяет расширить габаритный ряд гидродинамических снарядов, особенно в сторону малых размеров, что очень важно для направленых геологоразведочных скважин. Следует также отметить, что выходные характеристики такого двигателя наиболее приемлимы для обозначенного процесса разрушения переферийной зоны скважины.


46

4. Техническое решение данного снаряда позволяет его рекомендовать как эффективное устройство бурения наклонно-направленных и интенсивно искривляющихся скважин.

Выводы

Приведены краткие сведения о современных способах бурения скважин. Показана перспективность изучения и приминения гидродинамического метода сооружения скважин. Проанализированы теоретические составляющие вопросов механики работы и процессов разрушения горных пород при использовании новых снарядов.


1. Разведочное бурение / А. Г. Калинин, О. В. Ошкордин, В. М. Питерский и др. – М.: ООО "Недра-Бизнесцентр", 2000. – 748 с.

2. Уваков А. Б. Шароструйное бурение. – М.: Недра, 1969. – 207 с. 3. Давиденко А. Н., Игнатов А. А., Вяткин С. С. Некоторые вопросы гидромеханического способа бурения //

Наук. праці ДонНТУ. Серія Гірничо-геологічна. – 2011. – 14(181) – С. 75 – 78. 4. Разведочное колонковое бурение / Б. И. Воздвиженский, С. А. Волков, Б. С. Филатов. – М.: Изд-во

Госгеолтехиздат, 1957. – 332 с. 5. http://www.pminstitute.by. 6. Остроушко И. А. Бурение твердых горных пород. – М.: Недра, 1966. – 291 с. 7. Сулакшин С. С. Технология бурения геологоразведочных скважин. – М.: Недра, 1973. – 320 с.


А. А. Ігнатов, С. С. Вяткін


Деякі техніко-технологічні рішення питань буріння направлених свердловин

Проаналізовано стан та перспективи розвитку техніки та технології буріння із застосуванням струминних апаратів. Розглянуто особливості конструкції та принцип дії вдосконаленого пристрою для гідромеханічного буріння.

Ключові слова: струминний апарат, гідромеханічний спосіб буріння, кульки, забій свердловини, рейс, механізм руйнування.

A. A. Ignatov, S. S. Vyatkin


Some technological decisions of questions of drilling of the directed boreholes

The subject of the article is the analysis of the state and prospects of development of technique and technology with the use of streaming apparatus. The features of construction and principle of action of improved device are considered for the hydromechanical method of the drilling.

Keywords: streaming apparatus, hydromechanical method of the drilling, balls, well face of borehole, trip, mechanism of destruction.


47

УДК 622.244.46

А. А. Игнатов Государственный ВУЗ «Национальный горный университет», Днепропетровск, Украина

Пути определения количественных зависимостей процесса транспортировки продуктов разрушения

Приведен анализ особенностей физико-химических процессов протекающих на границе раздела фаз при очистке скважины от продуктов разрушения газожидкостными смесями. Показана ведущая роль явлений адсорбции в механизме образования комплексов «пузырек газа – частица горной породы». Обозначены общие принципы подхода к решению задач прочности прикрепления.

Ключевые слова: скважина, газожидкостная смесь, продукты разрушения, адсорбция, поверхностно – активное вещество, поверхность раздела, пена.

Введение

В настоящее время в практике бурения скважин используется большое количество разных жидких, газообразных и газожидкостных очистных агентов, широко отличающихся по своим свойствам и решаемым задачам.

Многообразие разновидностей очистных агентов объясняется большими различиями в геолого-технических условиях бурения и значительным числом функций, выполняемых очистным агентом. Задача выбора очистного агента обычно не ограничивается только выбором его вида, поскольку многие очистные агенты одного вида могут иметь большие различия в значениях основных параметров. Поэтому к выбору вида агента добавляется необходимость обоснованного подбора и регулирования его основных свойств в соответствии с условиями бурения.

Последние годы ознаменовались тенденцией все более широкого применения газожидкостных систем, что позволило существенно повысить скорость бурения, увеличить ресурс породоразрушающего инструмента, уменьшить число осложнений в скважине, обеспечить высокое качество и безаварийность работ [1].

Научно и практически обоснованное решение вопросов проектирования технологии очистки скважины с применением газожидкостных систем играет весьма важную роль в разработке рациональной технологии бурения и повышении эффективности буровых работ [2–3].

Цель статьи

Решение задач определения прочностных свойств комплекса «пузырек газа – частица горной породы» на основе физико-химических характеристик поверхностей раздела фаз.

Изложение сути работы

Материалы большого числа исследований, посвященных разработке технологии бурения с использованием газожидкостных систем, позволяют считать гидромеханическую и физико-химическую обстановку процесса взаимодействия на границе раздела фаз в значительной степени установленной, выясненными можно считать и главные факторы, определяющие его ход и направленность.

Вместе с тем, изученные составляющие теории взаимодействия на границе «пузырек газа – частица горной породы» дают возможность судить преимущественно о гидромеханической стороне явлений, а о физико-химической – лишь в качественных понятиях. Несомненно, гидромеханические характеристики механизма взаимодействия фаз являются определяющими, но также нельзя не отметить важность и физико-химических. Учитывая это можно сказать, что рассмотрение, изучение и разработка технологии бурения с таких позиций, позволит существенно улучшить технико-экономические показатели строительства скважин и расширить границы применения обозначенного метода.


48

Проведенные ранее исследования позволили наметить основные пути подхода к решению задач физико-химического взаимодействия фаз [3]. Вместе с тем, такая постановка вопроса встречает серьезные затруднения, главное из которых – значительная сложность процесса взаимодействия на границе раздела и влияние на него физико-химических и физико-технических факторов. Поэтому, прямое решение задач поведения частиц разрушенной породы в потоке газожидкостной смеси практически невозможно. Анализ и обобщение исследований технологии бурения с применением газожидкостных систем, а также существующих представлений о свойствах дисперсных систем позволил прийти к так называемой молекулярной модели взаимодействия на границе раздела фаз [4]. Оговорим некоторые специфические особенности использования указанной модели, главной из которых является трудность математической трактовки имеющихся представлений в области физико-химических явлений на границе раздела. Далее, ставя в качестве задач исследований выяснение, кроме прочего, прочности закрепления частиц в слое газожидкостной смеси, необходимо отметить, что интересующая нас функция определяется рядом таких переменных, которые, по некоторым причинам, могут быть исключены из рассмотрения или упрощены и идеализированы. Причиной этого является, то, что некоторые из них чрезмерно сложны и не имеют достаточной исследованности, а другие не могут быть применены ввиду невозможности их экспериментального отыскания.

Определение технологических параметров процесса взаимодействия фаз невозможно без задания функциональной зависимости прочности прикрепления от физико-химических переменных комплекса «пузырек газа – частица горной породы». Характеризуя сцепление частиц разрушенной породы с пузырьками газа стремлением к сокращению запаса свободной энергии поверхностных слоев фаз, можно прийти к выводу, что возникновения устойчивого комплекса «пузырек газа – частица горной породы» обязано проникновению ориентированных молекул адсорбционных слоев пузырьков пены в поверхность обломков породы [4]. В таком положении молекулы пенообразователя, ориентированные аполярными концами в сторону газа, вызывают падение запаса свободной энергии границы раздела фаз, оставаясь прикрепленными к поверхности частиц шлама. Такое положение молекул пенообразователя аналогично таковому, занимаемому молекулами, адсорбирующимися в поверхностном слое из раствора, следовательно, самопроизвольное разрушение создавшихся при взаимодействии комплексов «пузырек газа – частица горной породы» исключено. Согласно энергетическим представлениям, в таких условиях отрыв частиц от поверхностного слоя возможен только в результате приложения внешней работы, определяемой по Ленгмюру следующим образом [5]

С

ГRTА

ln , (1)

где А – работа вывода адсорбированных молекул из поверхностного слоя (работа десорбции); R – универсальная газовая постоянная; Т – абсолютная температура; Г – величина количества вещества в поверхностном слое; δ – толщина поверхностного слоя; С – концентрация поверхностно-активного вещества (пенообразователя).

Для научного обоснования дальнейших выводов необходимо остановится на некоторых положениях теории адсорбции [6] в ее приложении к условиям буровых скважин. Адсорбция является локализованной и происходит на активных центрах, всегда существующих на поверхности адсорбента (жидкость или тело, адсорбирующие молекулы ПАВ). Такими центрами могут быть пики и возвышения, имеющиеся на любой, даже самой гладкой поверхности. Большая ненасыщенность силового поля таких пиков и выступов приводит к тому, что эти участки приобретают способность удерживать молекулы ПАВ, причем центр тем более активен, чем ненасыщеннее молекулы адсорбента на его поверхности. Такая трактовка механизма взаимодействия открывает пути регулирования процесса транспортировки частиц шлама. В исследованиях, посвященных разрушению горных пород [7–8], показано, что активными центрами обломков являются их ребра и углы, а также границы зерен, около которых образуется особенно интенсивное силовое поле. Наличие активных центров подтверждается и тем известным обстоятельством, что количество вещества нейтрализующего действие катализатора, значительно меньше такового, необходимого для покрытия всей адсорбционной поверхности. Следующим важным положением является то, что активный центр, адсорбируя молекулу ПАВ, становится уже неспособным к дальнейшей адсорбции, в результате чего на поверхности адсорбента


49

образовывается мономолекулярный слой. Кроме того, с течением времени молекулы ПАВ могут мигрировать в пределах активных центров (явление десорбции). Приведенные факты находят подтверждение в практике буровых работ с использованием газожидкостных систем. Применяемые концентрации ПАВ – пенообразователей не позволяют говорить о предельной наполненности их молекулами довольно развитой поверхности обломков породы (по отношению к комплексу «пузырек газа – частица горной породы»). Высокая выносная способность газожидкостных систем свидетельствует о значительной скорости действия и жесткости механизма прикрепления.

Уравнение (1) позволяет определить работу вывода одного моля адсорбированных молекул. Следовательно, прочность связи пузырька газа с частицей разрушенной породы выражается произведением числа молекул, участвующих в акте прикрепления на работу десорбции по Ленгмюру

f = А Г. (2)

Функция Г в выражениях (1 – 2) описывается фундаментальным уравнением Гиббса, являющимся приложением второго начала термодинамики к поверхностям раздела фаз и дающим количественные зависимости для определения распределенности растворенного вещества между объемом и поверхностным слоем в результате самопроизвольных процессов, приводящих к уменьшению свободной поверхностной энергии.

Уравнение Гиббса Г = f (σ, С) не дает однозначного выражения для функции Г = f (σ, С), т.е. для изотермы адсорбции, так как термодинамическое описание системы, включающей поверхность раздела, содержит не менее трех переменных, а именно σ, С, Г. Для исключения одной из независимых переменных (например σ) необходимо наложить дополнительное условие, которое может быть получено при помощи молекулярной теории. Таким условием является, например, то или иное представление о строении поверхностного слоя, в частности его мономолекулярность, что обосновывается экранированием поля молекулярных сил первым слоем молекул. Предельное число молей вещества, адсорбированных единицей площади поверхности раздела, обозначают Г∞. Исходя из представлений о мономолекулярности слоя, Ленгмюр вывел следующее выражение для изотермы адсорбции [5]

kС

kCГГ

1

. (3)

В уравнении (3) величины Г∞ и Г обозначают не избыточное, а полное количество поверхностно-активного компонента в единице площади поверхностного слоя. Уравнение содержит две константы Г∞ и k. Константа k является константой равновесия; в рамках молекулярно-кинетической теории она представляет собой отношение констант скоростей процессов адсорбции и десорбции, а термодинамически она характеризует работу адсорбции. Эта константа зависит от природы ПАВ и характеризует его поверхностную активность.

Подводя итог, можно сделать вывод о том, что располагая теми или иными величинами физико-химических характеристик фаз, можно оценить величину работы, необходимой для разрушения комплекса «пузырек газа – частица горной породы». Совершенно очевидно, что чем больше значение этой работы, тем более устойчива связь на границе раздела фаз. Кроме того, такой подход позволяет прогнозировать результаты взаимодействия в системе «пузырек газа – частица горной породы» и намечать определенные технологические параметры процесса очистки скважин от продуктов разрушения при использовании газожидкостных систем.

Выводы

1. Развиты и дополнены основные положения рабочей гипотезы адсорбционного механизма взаимодействия в комплексе «пузырек газа – частица горной породы».

2. Приведены количественные зависимости, описывающие прочность связи на границе раздела фаз.

3. Намечены пути дальнейшего развития предложенного механизма взаимодействия.


50


1. Мураев Ю. Д. Газожидкостные системы в буровых работах. – СПб.: Изд-во СПбГГИ, 2004. – 124 с. 2. Яковлев А. А., Турицына М. В. Экологически и экономически эффективная циркуляционная система при

бурении скважин с газожидкостными смесями // Наук. праці ДонНТУ. Серія Гірничо-геологічна. – 2011. – 14(181) – С. 186 – 190.

3. Давиденко А. Н., Игнатов А. А. О взаимодействии газожидкостных смесей с продуктами разрушения при бурении скважин // Наук. вісн. НГУ. – 2008. – 12. – С. 75 – 77.

4. Давиденко А. Н., Игнатов А. А. О характере процессов протекающих при очистке скважин // Наук. праці ДонНТУ. Серія Гірничо-геологічна. – 2011. – 14(181) – С. 72 – 74.

5. Кройт Г. Р. Коллоиды: Пер. с англ. – Л.: ОНТИ - Химтеорет, 1936. – 240 с. 6. Адам Н. К. Физика и химия поверхностей: Пер. с англ. – М.-Л.: Гостехиздат, 1947. – 552 с. 7. Кузнецов В. Д. Поверхностная энергия твердых тел. – М. – Л.: Гостехиздат, 1954. – 220 с. 8. Ребиндер П. А., Шрейнер Л. А., Жигач К. Ф. Понизители твердости в бурении. – М.: Изд-во АН СССР,

1944. – 200 с.


А. О. Ігнатов


Шляхи визначення кількісних залежностей процесу транспортування продуктів руйнування

Приведений аналіз особливостей фізико-хімічних процесів, що протікають на межі розділу фаз, при очищенні свердловини від продуктів руйнування газорідинними сумішами. Показана провідна роль явищ адсорбції в механізмі утворення комплексів «газорідинна суміш – частка гірської породи». Позначені загальні принципи підходу до рішення завдань міцності прикріплення.

Ключові слова: свердловина, газорідинна суміш, продукти руйнування, адсорбція, поверхнево – активна речовина, поверхня розділу, піна.

A. A. Ignatov


Ways of determination of quantitative dependences of process of transportation of products of destruction

The subject of the article is a method of cleaning of bore holes is gasliquid from the products of destruction. The features of physical and chemical processes of flowing on the interface are considered at the indicated method. The leading role of the phenomena of adsorption is shown in the mechanism of formation of complexes «gasliquid are products of destruction». The general principles of analytical approach to the solution of tasks of durability of attachment are marked.

Keywords: borehole, gasliquid, products of destruction, adsorption, surfactant, interface, foam.


51

УДК 622.233.4

О. М. Давиденко, А. О. Ігнатов ДВНЗ «Національний гірничий університет», Дніпропетровськ, Україна

Особливості конструктивного виконання дискового ланцюгового долота

Приведені короткі відомості по конструкції різних типів шарошкових доліт. Описані деякі можливі технічні рішення нових моделей породоруйнівного інструмента. Детально розглянуті особливості дискових ланцюгових доліт. Показана перспективність їх застосування.

Ключові слова: шарошкове долото, система опори, механізм руйнування, зубчастий ланцюг, гірська порода, підшипник.

Вступ

При детальній розвідці родовищ, коли геологічний розріз вже вивчений і свердловини задаються для точнішого випробування корисної копалини, по породах, що не містять рудних тіл, доцільно бурити інструментом, який повністю руйнує забій свердловини, іншими словами застосовувати безкернове буріння: при цьому досягається збільшення рейсової проходки та підвищення механічної швидкості буріння. Свердловини спеціального призначення, наприклад, для здійснення вибухів при сейсморозвідці, створення мап, водозниження взагалі не вимагають отримання керна. У усіх описаних випадках також доцільно застосовувати безкернове буріння.

Розширенню сфери застосування безкернового буріння сприяє освоєння бічних ґрунтоносів і розширювачів-випробувачів та розвиток геофізичних методів, що дозволяють визначати речовий склад без відбору керна. Поза сумнівом, що з розвитком вказаних прийомів, область безкернового буріння буде розширена [1–5].

Породоруйнівним інструментом при безкерновому бурінні є долота різального типу (лопатеві і пікобури) і шарошкові, які мають значні конструктивні та технологічні переваги перед долотами різального типу.

До головних недоліків шарошкових доліт можна віднести обмежений термін служби опор. З цієї причини майже усі долота передчасно піднімаються зі свердловини у зв'язку зі зносом опорних підшипників. Цей недолік зведений до мінімуму в конструкції дискових доліт, які характеризуються наступним:

– діаметри опор шарошок долота у 2 – 3 рази більші ніж в існуючих серійних конструкціях, що дає змогу збільшити проходку на долото;

– диски мають велику площу контактної поверхні з вибоєм внаслідок зсуву осей щодо центру свердловини, що зумовлює підвищення питомого навантаження на різальні елементи і механічної швидкості буріння;

– дискова форма шарошок уможливлює розміщення потужного твердосплавного штирьового оснащення, що у свою чергу, сприяє збільшенню проходки на долото;

– завдяки напівсферичній формі забою виключається вібрація доліт, що зумовлює зменшення зносу їх опор;

– диски доліт обертаються навколо своєї осі з частотою, яка у декілька разів менша від частоти обертання шарошок звичайних доліт, тому опори дискових доліт зношуються повільніше, ніж опори серійних доліт, що сприяє підвищенню їх працездатності.

Виходячи з того, що конструкція дискових доліт значно збільшує стійкість опор шарошок, доцільним представляється пошук шляхів збільшення терміну роботи долота на забої. Це у свою чергу дозволить скоротити непродуктивні витрати часу і праці на спускопідйомні операції.


52

Мета роботи

Визначення та обґрунтування принципів конструювання породоруінівного інструменту ланцюгового типу, які дозволять максимально ефективно використовувати переваги дискових шарошкових доліт.

Основний матеріал

Одна з перших конструкцій доліт, в яких був використаний ланцюговий підхід до виконання породоруйнівного органу відноситься до 1935 року [6]. Це бурове долото містить два паралельно розташовані нескінченні ланцюги, армовані породоруйнівними елементами – різцями, які примусово рухаються від забійного двигуна в протилежних напрямках через систему шестерень.

До головних недоліків такого долота можна віднести складність конструкції, що робить його практично непрацездатним та необхідність наявності додаткових пристроїв для створення руху руйнівним елементам.

Найбільш досконалою за технічним виконанням є конструкція бурового долота, що містить ланцюги, які встановлено відносно осі долота асиметрично та нахилено до неї під гострим кутом. Торцева частина, протилежна ланцюговій, виконана симетрично із нею по профілю робочої частини [7].

Недоліками цієї конструкції є складність вузла приводу рухомих зубців, розташованих в торцевій, протилежній ланцюговій, частині; значне підвищення потужності на руйнування породи та зниження швидкості буріння, що пов’язано із ступеневою формою забою свердловини; неможливість оперативної заміни зношених зубчастих ланцюгів та рухомих зубців в польових умовах.

Для подальших досліджень та проектування дві зазначені конструкції долота були прийняті за базові. При цьому керуючим принципами було обрано вирішення наступних задач. Удосконалення бурового долота, в якому інше конструктивне виконання робочого органу забезпечує зниження витрат потужності на рух долота за рахунок реалізації якнайефективнішого руйнування, що обумовлене перекриттям забою свердловини в одній площині та збільшенням контактної площі руйнівних елементів із породою, а також нерівномірністю обертання ланцюгів і зубчастих дисків. Створення умов для реалізації підвищення інтенсивності ведення робіт і за рахунок цього підвищення проходки на долото, механічної і рейсової швидкості буріння, зниження амортизації бурового верстата і бурильних труб.

З цією метою в Національному гірничому університеті розроблено конструкцію бурового долота [8–10], що включає зубчасті диски одного діаметру на осі, що закріплена нерухомо в нижній частині лап, має зірочки різних діаметрів на спільній осі, закріпленій нерухомо відповідно над зубчастими дисками в верхній частині лап, а також зубчасті ланцюги, що з’єднують відповідно зірочки та зубчасті диски, крім створення кінематичного зв’язку, ланцюги та зубчасті диски виконують функцію руйнування гірської породи, до того, зірочки та зубчасті диски посаджені на осі з можливістю обертання. Наявність додаткових породоруйнівних елементів на зубчастих дисках сприяє інтенсифікації механізму руйнування та захищає ланцюги від передчасного зношення.

На рис. 1 наведена загальна схема бурового долота, де 1 – лапи, 2 – зубчасті диски, 3 – зірочки, що змонтовані ні осі 4 та допоміжній осі 5. Зубчасті диски 2 та зірочки 3 закріплено нерухомо в лапах 1 за допомогою дворядних підшипників кочення – 6 та замкових втулок – 7. Ланцюги 8 оснащені зубцями 9 і кінематично пов’язані з зубчастими дисками 2 та зірочками 3. Зірочки та зубчасті диски можуть обертатися.

Долото працює так. При його вторгненні в гірську породу ланцюги 8, на зовнішній поверхні яких розміщені зубці 9 та зубчасті диски 2 руйнують породу. Ланцюги та зубчасті диски, а внаслідок кінематичного зв’язку і зірочки, обертаються під впливом сил реакції вибою свердловини.

Перекриття забою свердловини в одній площині, збільшення контактної площі руйнівних елементів із породою, відмінність діаметрів зірочок позитивно впливає на вибійні процеси руйнування гірської породи та створює умови для якнайефективнішого руйнування, а саме, сколювання. Цей механізм пов'язаний з виникненням значних знакозмінних напружень


53

обумовлених наявністю моментів пар сил між двома рухливими ланцюгами. Замкова втулка 7 не дає можливості зірочкам та зубчастим дискам горизонтально переміщуватися по осі та допоміжній осі 4, 5. Більш рівномірне навантаження на зубці сприятиме вирівнюванню їх зносу. Породоруйнівні елементи долота очищуються та охолоджуються внаслідок безпосереднього подання промивальної рідини на ланцюг через промивні канали, які можуть оснащуватись спеціальними насадками, що сприятимуть значному підвищенню енергії струменя промивальної рідини. Крім того, долото може бути використане багаторазово завдяки можливості оперативної заміни його робочих органів – ланцюгів в польових умовах.

Рис. 1. Загальна схема дискового ланцюгового долота

Висновки

Запропонована вдосконалена конструкція ланцюгового дискового долота відрізняється наступним. Забезпечується переривчастий контакт породоруінівних елементів з породою при збільшенні робочої поверхні. Більш повно перекривається забій свердловини, за рахунок чого створюються умови для реалізації якнайефективнішого механізму руйнування породи. Підвищується інтенсивність бурових робіт. Збільшується термін служби долота на забої. Значно зростають проходка на долото, механічна і рейсова швидкості буріння.

Библіографічний список

1. Разведочное бурение / А. Г. Калинин, О. В. Ошкордин, В. М. Питерский и др. – М.: ООО "Недра-Бизнесцентр", 2000. – 748 с.

2. Пути повышения эффективности геологоразведочного бурения / П. И. Букреев, С. И Голиков, В. А. Кудря и др. – М.: Недра, 1989. – 158 с.

3. Иогансен К. В. Спутник буровика. – М.: Недра, 1986. – 294 с. 4. Масленников И. К., Матвеев Г. И. Инструмент для бурения скважин. – М.:, Недра, 1981. – 336 с. 5. Борисович В. Т., Михин В. Н. Долота различных типов // Итоги науки и техники. Техника

геологоразведочных работ. ВИНИТИ. – 1981. – Т. 11. – С. 66 – 85. 6. Авторское свидетельство 48031 171439 СССР, Класс 5 а 27. Бур / М. Ф. Солоп. Заявл. 19.06.35; Опубл.

31.08.36. 7. Авторское свидетельство 922265 2972032 СССР, МПК Е 21 В 10/62. Буровое долото /А. П. Белоусов, Н.

Ф. Кагарман, Ш. Х. Хамзин, М. Г. Давлетбаев. Заявл. 06.08.80; Опубл. 23.04.82; Бюл. 15. 8. Давиденко О. М., Ігнатов А. О., Андрусенко С. Ю. Дискове ланцюгове долото // Наук. вісн. НГУ. – 2009. –

7. – С. 21 – 22.


54

9. Пат. 46041 u200905218 Україна, МПК Е 21 В 10/46. Бурове долото /А. О. Ігнатов, С. Ю. Андрусенко. Заявл. 25.05.09; Опубл. 10.12.09; Бюл. 23.

10. Ігнатов А. О., Андрусенко С. Ю. Обґрунтування конструктивних параметрів дискових ланцюгових доліт// Матер. І міжнар. наук.-практ. конф. студ., аспірантів і молодих учених “Трансфер технологій: від ідеї до прибутку”. – Дніпрпетровськ: Вид-во НГУ. – 2010. – С. 19 – 21.


А. Н. Давиденко, А. А. Игнатов

ГВУЗ «Национальный горный университет», Днепропетровск, Украина

Особенности конструктивного исполнения цепного долота

Приведены краткие сведения по конструкции различных типов шарошечных долот. Описаны некоторые возможные технические решения новых моделей породоразрушающего инструмента. Детально рассмотрены особенности дисковых цепных долот. Показана перспективность их применения.

Ключевые слова: шарошечное долото, система опоры, механизм разрушения,зубчатая цепь, горная порода, подшипник.

A. N. Davidenko, A. A. Ignatov


Features of a design of a chain drill bit

The constructions and operational conditions of serial drill bits are analysis. Some possible technical decisions of new models of drill bits are described. The features of disk chain drill bits are considered in detail. Perspective of their application is shown.

Keywords: hawthorne bit, support system, mechanism of destruction, trim chain, rock, bearing.


55

УДК 624.131

А. Н. Давиденко1, А. А. Пащенко1, В. В. Линский 2 1 Государственный ВУЗ «НГУ», Днепропетровск, Украина

2 АО «Укрспецстройбурение», Днепропетровск, Украина

Создание несущих буроинъекционных свай в пористых, слабосвязанных грунтах

Долговечность сооружений, их соответствие назначению определяются состоянием оснований и фундаментов. Поставлена цель укрепления грунтов с помощью буроинъекционных свай. Показано что, изготовление свай с принудительным нагнетанием цементного раствора под давлением позволяет создавать сваи в слабосвязанных грунтах.

Ключевые слова: усиление фундамента, буроинъекционная свая, скважина, нагель, цементация, инфильтрационная завеса.

Постановка задачи

Долговечность зданий и сооружений, их соответствие назначению во многом определяются состоянием оснований и фундаментов. Система основание - фундамент является наиболее сложной в моделировании и предвидении ее функционирования в процессе возведения и особенно эксплуатации зданий и сооружений. Эта система в эксплуатационных условиях постоянно испытывает одновременное, зачастую трудно учитываемое воздействие многих факторов, из которых наиболее значительными являются изменения свойств основания, природные явления и воздействия, связанные с деятельностью человека.

Обзор

Основными методами усиления фундаментов являются:

– укрепление кладки фундаментов; – уширение подошвы фундамента; – устройство промежуточных опор; – устройство под зданием фундаментной плиты; – заглубление фундаментов; – применение свай.

Выбор метода зависит от типа существующего фундамента, степени физического износа, особенностей инженерно-геологического напластования, уровня подземных вод, конструктивной схемы здания, величины и характера действующих нагрузок (рис.1).

Усиление фундаментов набивными сваями – сваи изготавливают в грунте с помощью обсадных труб или в предварительно пробуренных скважинах. Такие сваи устраивают как выносные, вне контура существующего фундамента.

Вдавливаемые сваи - состоят из отдельных элементов, последовательно погружаемых в грунт с помощью домкрата. Опыт применения вдавливаемых свай показывает, что их целесообразно использовать в насыпных, слабых водонасыщенных грунтах.

Применение реверсивных пневмопробойников - рекомендуются для глубинного уплотнения слабых и просадочных грунтов, создания искусственных оснований под фундаментами, усиления существующих фундаментов при реконструкции зданий и стабилизации осадок.

Закрепление грунтов основания - основаны на нагнетании раствора, состоящего из одного или нескольких компонентов, способных при смешивании образовать гель в порах грунта, придавая ему прочность и водонепроницаемость.

Наряду с закреплением грунтов основания цементацию часто применяют для заполнения пустот и каверн в закарстованных основаниях.


56

Силикатизация основания существующих фундаментов предназначена для повышения несущей способности мелких и пылеватых песков, плывунов, лессовидных и насыпных грунтов. В необходимых случаях силикатизация также может быть использована для создания противофильтрационных завес.

Усиление фундамента буроинъекционными сваями - одним из способов снижения стоимости работ при усилении фундаментов является создание буроинъекционных свай, которые можно применять в любых грунтовых условиях.

Укрепление фундаментов буроинъекционными сваями выделяется по следующим причинам:

– безударное выполнение; – небольшой уровень шума во время выполнения работ; – малое количество бурового шлама, выходящего на поверхность; – возможность выполнения свай непосредственно вблизи существующих объектов без появления эффекта разрыхления грунта;

– возможность введения армирования в уже выполненное свежее бетонное тело сваи; – скорость выполнения и большая производительность; – полная и автоматическая регистрация параметров бурения.

Рис.1. Классификация методов укрепления фундаментов Буроинъекционные сваи рекомендуется применять в следующих случаях:

- усиление перегруженных оснований; - усиление оснований в связи с повышением или изменением характера эксплуатационных нагрузок;

- строительство новых объектов рядом с существующими; - строительство в стесненных условиях внутри действующих предприятий; - исправление крена здания, или отдельного фундамента; - усиление фундаментов; - решение сложных задач при реконструкции фундаментов; - строительство новых объектов в сложных грунтовых условиях.


57

Цели исследования

Целью исследований являлась разработка рекомендаций по созданию буроинъекционных свай в пористых, слабосвязанных грунтах.


При организации ведения работ по устройству буроинъекционных свай на объекте «Спортивно-оздоровительный, культурно-зрелищный Комплекс “Мыс Хрустальный” г. Севастополь», была запроектирована подпорная стена, закрепленная, с помощью буроинъекционных свай в грунте, состоящем из глин, суглинков и известняков (рис.2).

Для закрепления подпорной стенки первоначально была предложена следующая технологическая схема создания сваи (рис.3 I):

1. Проводится бурение под кондуктор на глубину 2 м, диаметром 151 мм. 2. Устанавливается и цементируется кондуктор диаметром 146 мм, и длинной 2,5 м, 0,5 м кондуктора находятся на поверхности.

3. Цементный раствор выстаивается в течении 24 ч. 4. Проводится бурение под сваю на глубину 10 м, диаметром 132 мм. 5. Устанавливается арматурный прут диаметром 32 мм. 6. Скважина цементируется. Цементный раствор выстаивается в течении 24 ч. 7. Металлическая часть кондуктора на поверхности обрезается, лишний цемент сбивается.

Данная типовая технология создания свай нагнетанием цементного раствора в скважину, не прошла опытных испытаний - сваи не обеспечивали расчетного усилия на выдергивание. Это связано с малой несущей способностью представленных известняков, характеризующихся большой пористостью и кавернами.

Рис. 2. План подпорной стены комплекса «Мыс Хрустальный» Поэтому было предложено использовать модифицированную технологию изготовления

свай, по следующей схеме (рис.3 II):

1. Проводится бурение под кондуктор на глубину 2 м, диаметром 132 мм. 2. Устанавливается и цементируется кондуктор диаметром 126 мм, и длинной 2,5 м, 0,5 м кондуктора находятся на поверхности. Кондуктор состоит из двух частей соединенных с помощью муфты.


58

3. Цементный раствор выстаивается в течении 24 ч. 4. Проводится бурение под сваю на глубину 10 м, диаметром 112 мм. 5. Устанавливается арматурный прут диаметром 32 мм. 6. На кондуктор устанавливается запорная арматура (вентиль). 7. Скважина цементируется под давлением 8-10 МПа. Под действием давления раствор проникает в поры, каверны и происходят гидроразрывы, с последующим заполнением образовавшихся полостей, что приводит к дополнительному закреплению сваи в породе. Цементный раствор выстаивается в течении 24 ч.

8. Кондуктор на поверхности разбирается: муфта, вентиль откручиваются, лишний цемент сбивается.

Примечание: для сокращение затрат времени на устройство кондуктора возможно применение спирального кондуктора (ширина ребер 5-10 см), для равномерного распределения инфильтрационной завесы, расположение скважин рекомендуется задавать в шахматном порядке. Для улучшения свойств арматуры ее необходимо обрабатывать раствором Silka Armatek, для защиты цемента от действия соленой воды использовать сульфатостойкий цемент.

I II Рис.3. Схемы создания буроинъекционных свай

1 - кондуктор; 2 - глины; 3 - пористый известняк с кавернами; 4 - пакер; 5 - отрезной отрезок нагнетательной трубы; 6 - место сварки труб; 7 - арматура; 8 - кран; 9 - муфта.; 10 - трещины возникшие под влиянием

избыточного давления. а - кондуктор со спиралевидными ребрами; б - стандартное размещение скважин; в - размещение в

шахматном порядке. Проведем оценку предлагаемой технологии по прочностным и экономическим

характеристикам. Так как сваи в процессе эксплуатации испытывают в основном растягивающие нагрузки,

рассчитаем уменьшение прочности сваи на разрыв при уменьшении ее диаметра со 151 до 112 мм. Наиболее часто упоминаемая характеристика цемента- предел прочности на сжатие.

Обычно прочность на разрыв составляет около 10% прочности на сжатие. У цемента марки М400 усилие на отрыв всего лишь 40 кгс/см2 (10% от 400 кгс/см2- прочности на сжатие). Из-за низкой прочности цемента на изгиб происходит его растрескивание, что почти всегда передается на покрытие, если не предпринять предупредительных мер при проектировании.


59

Площади поперечного сечения:

1794

1,1514,3 2

151

S см2; 5,984

2,1114,3 2

112

S см2.

Усилия на отрыв бетона:

F151 = 179 · 400 = 71600 Н; F112 = 98,5 · 400 = 39400 Н.

По ГОСТ 5781—82 «Сталь горячекатаная для армирования железобетонных конструкций» для арматуры диаметром 32 мм из стали класса АIV предел текучести составит:

σт = 804 МПа, тогда усилие составит F = 804· 590 = 474360 Н.

Для сваи 151 мм предельная нагрузка на растяжение составит 474360+71600=545960 Н.

Для 112 мм – 474360+39400=513760 Н.

Уменьшение сопротивления при уменьшении диаметра сваи, в процентном соотношении, составит:

%9,5545960

100513760100

.

Таким образом, видно, что при изменении диаметра сваи ее прочностные характеристики изменяются незначительно и отвечают требованиям заказчика – 45 тс.

Расчет материалов для цементирования показал, что при цементировании участка высотой 7 м, длиной – 101 м (геометрия подпорной стены объекта), перерасход цемента составит 320 т. Также необходимо учесть, что оголовки кондукторов будут использоваться многократно, что позволит сэкономить около 300 м труб, диаметром 151 мм.

В целом удорожание, при применении модернизированной технологии, составит 14 % от общего объема работ, что с учетом низкого качества закрепления свай получаемого при стандартной технологии приведет к самоокупаемости модернизированной технологии через 1,5- 2 года.

Подробное обоснование эффективности предлагаемой методики приведено в дипломной работе Линского В.В. «Обоснование применения рекомендаций по усилению оснований фундаментов промышленных зданий и сооружений» защищенной на кафедре ТРРКК Государственного ВНЗ «НГУ» в 2011 г. Расчеты составлены на основании работ проводимых на «Спортивно-оздоровительном, культурно-зрелищном Комплексе “Мыс Хрустальный” г. Севастополь». Работы проводились ОАО «Геозем-Крым», при участии специалистов АО «Укрспецстройбурение».

Выводы

Применение разработанных рекомендаций при создании свай при незначительных первоначальных затратах позволит создавать несущие буроинъекционные сваи в пористых, слабосвязанных грунтах. Данные сваи отвечают требованиям по несущей способности, которые предъявляются при создании фундаментов и подпорных стен.


1. Абелев Ю.М., Абелев М.Ю. Основы проектирования и строительства на просадочных макропористых грунтах. – 2-е изд., переаб. И доп. М.:Госстройиздат, 1988. – 431 с.

2. Крутов В.И. Расчет фундаментов на просадочных грунтах. М.:Стройиздат, 1982. – 176 с. 3. Проект производства работ. «Спортивно-оздоровительный, культурно-зрелищный Комплекс “Мыс

Хрустальный” г. Севастополь». Устройство анкерных и буроинъекционных свай. 2009/01 УО ППР. 4. ГОСТ 5781—82. Сталь горячекатаная для армирования железобетонных конструкций. Технические

условия. М.:Изд.стандартов, 1993.



60

О. М. Давіденко1, А. А. Пащенко1, В. В. Лінський2 1 Національний гірничий університет, Дніпропетровськ, Україна 2 АО «Укрспецстройбурение», Дніпропетровськ, Україна

Створення буроїн'екционних несучих паль, в пористих, слабозв'язаних грунтах

Довговічність споруд, їх відповідність призначенню визначаються станом основ і фундаментів. Поставлена мета зміцнення грунтів за допомогою буроін’єкційних паль. Показано що, виготовлення паль з примусовим нагнітанням цементного розчину під тиском дозволяє створювати пали в слабопов'язаних ґрунтах.

Ключові слова: підсилення фундаменту, буроін’єкційна паля, свердловина, нагель, цементація, інфільтраційна завіса.

A. N. Davidenko1, A. A. Paschenko1, V. V. Linskiy2


Creation of bearing drill-injection piles in porous, loose soils

Longevity of building, their accordance determined setting by the state of grounds and foundations. The aim of strengthening of soils is put by means of drill-injection piles. It is shown that, making of piles with the forced festering of cement solution under constraint allows to create piles in the loose soils.

Keywords: strengthening of foundation, drill-injection pile, borehole, pin, cementation, infiltration curtain.


61

УДК 622.244

А. М. Андрусяк, Б. А. Тершак, Є. Я. Коцкулич Івано-Франківський національний технічний університет нафти і газу, Івано-Франківськ, Україна

Застосування подвійноінгібованих бурових промивальних рідин для розкриття продуктивних

пластів

Приведено аналіз літературних джерел і результатів лабораторних досліджень з проблем отриманняі управління властивостями інгібованих бурових промивальних рідин. Описана методика приготу-вання подвійноінгібованих промивальних рідин і результати її використання при розкритті продуктивних пластів у свердловині Микуличинська-23.

Ключові слова: промивальна рідина, інгібітори, свердловина, продуктивний пласт.

Закінчування свердловин – важливий заключний етап їх спорудження, який включає в себе розкриття продуктивних пластів, обґрунтування конструкції привибійної зони, перфорацію і виклик припливу пластових флюїдів. Технологія у первинного розкриття в значній мірі впливає на якість і тривалість освоєння свердловин. З практики спорудження свердловин відомо, що неконтрольовані зміни фільтраційно-ємнісних властивостей порід в приствольній зоні, що відбуваються під час первинного розкриття пластів, впливають не тільки на початкові дебіти свердловини, але і на кінцевий коефіцієнт нафтогазовіддачі.

Вплив промивальних рідин на продуктивні пласти зумовлений проникненням у поровий простір порід фільтрату і дисперсної фази, набуханням глинистого цементу, утворенням твердих осадів та емульсій під час взаємодії з пластовими водами, зменшенням ефективного об’єму пор внаслідок капілярних та електростатичних ефектів тощо. Ці процеси залежно від тривалості дії різною мірою погіршують природні фільтраційні властивості порід-колекторів. Результати дослідження їх впливу на зміну властивостей присвердловинної зони пласта у межах Більче-Волицької зони, виконані В. О. Федишиним 1, наведені в табл. 1.

Табл. 1. Зміна проникності порід-колекторів сарматського віку під дією фільтрату промивальних рідин

Проникність, 10-15, м2 п/п

Промивальна рідина до

впливу після впливу

Коефіцієнт від-новлення

проникності, % 1. Технічна вода 0,40 – 2,00 0,17 – 1,06 42 - 53 2. Хлоркальцієва пластова вода 0,30 – 2,00 0,25 – 1,76 83 - 88 3. Глинистий розчин 0,59 0,42 71 4. Глинистий розчин + 1% КМЦ 0,43 – 3,40 0,26 – 2,11 60 – 62 5. Глинистий розчин + 2% гіпану 0,48 – 0,52 0,31 – 0,35 60 – 67 6. Глинистий розчин +57% KCl 0,65 – 5,10 0,56 – 4,64 86 - 91

Для розкриття продуктивних пластів сарматських відкладів Вишнянського,

Вижомлянського та інших газових родовищ Передкарпаття переважно застосовувалися прісноводні бурові промивальні рідини, одержані з порошкової глини або самозамісом у процесі розбурювання піщано-глинистої товщі. Внаслідок дії технічної води відновлення проникності низькопроникних кернів становили 42-53%. Після прокачування через породу пластової хлоркальцієвої води проникність знижується на 12-17%, впливаючи менше в разі підвищення мінералізації. Коефіцієнт відновлення проникності становить (8888)%.

В разі обробки глинистого розчину структуроутворювачами коефіцієнт відновлення проникності становить (6067)%, а хлористим калієм - (8691)%, що обумовлюється утворенням на поверхні керна слабопроникної плівки.


62

Більшість продуктивних горизонтів нафтових родовищ Бориславського нафтопромислового району характеризуються низькими пластовими тисками і наявністю низькопроникних порід-колекторів з великим вмістом материнських глин. Забезпечення якісного первинного розкриття таких продуктивних горизонтів є дуже важливим і одночасно складним завданням, тому однозначного рішення цієї проблеми на сьогодні не існує.

Головними напрямками подолання негативного впливу промивальної рідини на якість первинного розкриття продуктивного пласта слід вважати: буріння на рівновазі або депресії, використання інгібіторів, спеціальних кольматантів і понижувачів фільтрації, надійна ізоляція продуктивних пластів від дії промивальної рідини.

Оцінка стану первинного розкриття продуктивних горизонтів на родовищах України показав, що їх розбурювання здійснюється на репресії 2, величина якої перевищує значення, регламентовані нормативними документами (1020 МПа) і вище.

Найширше розповсюдження для розкриття продуктивних горизонтів одержали інгібуючі або мінералізовані бурові промивальні рідини. Найчастіше з інгібуючих розчинів застосовують калієві розчини, а з мінералізованих – стабілізований солена-сичений, які не забезпечують якісного розкриття через кольматацію продуктивних горизонтів глинистою фазою, яка виконує роль структуроутворювача у цих промивальних рідинах. Окрім того, ці промивальні рідини мають велике значення рН, що спричиняє набухання материнських глин, знижуючи вже до цього низьку проникність колекторів.

Для вирішення цієї проблеми в останні роки рекомендують застосовувати безглинисті біополімерні розчини,, в яких як структуроутворювач використовують дорогі біополімерні реагенти дуовіз, фловіз та інші, а для регулювання фільтраційних властивостей – реагенти на основі акрилових полімерів та водорозчинних ефірів целюлози. Відсутність глинистої фази у цих розчинах покращує якість розкриття продуктивних горизонтів, але наявність полімерів і велике рН призводять до набухання материнських глин і зниження природної проникності колекторів.

Одним з чинників, що визначають ефективність біополімерів або компоненту мало глинистих та без глинистих промивальних рідин, є їх здатність зменшувати диспергування глин. При концентрації полімеру в промивальній рідині від 0,2% до 0,6% виявлено, що біополімерний реагент запобігає диспергації глин. Для отримання відчутного ефекту концентрація біополімерного реагенту в промивальній рідині повинна становити не менше 0,6%.

На основі багаторічних досліджень розроблені рецептури подвійноінгібованих промивальних рідин, які включають неорганічні та органічні інгібуючі домішки. З метою збереження фільтраційних властивостей порід-колекторів під час їх первинного розкриття бурінням при розробці рецептури таких систем враховуються такі фактори: характеристика порід, пластових флюїдів, фізико-хімічні властивості промивальних рідин, тривалість контакту рідини з породами-колекторами, величина репресії на пласт тощо.

Колекторські властивості піщано-алевролітових різновидностей порід ямненського та еоценового відкладів Бориславського нафтопромислового району вивчались за керновим та промислово-геофізичним матеріалом. Проникність більшості взірців знаходиться в межах від 1,010-3 до 2,010-3 мкм2 і тільки в деяких випадках досягає 13,510-3 мкм2.

Промислова нафтоносність Верхньо-Масловецького родовища пов’язана з північним об’єктом центральної ділянки Бориславського блоку з відкладами менілітової та стрийської світ. Менілітові продуктивні пласти представлені пісковиками і алевролітами, а стрийські відклади пов’язані з піщано-алевролітовими горизонтами. Проникність керну, відібраного у свердловині 20-Вм, змінюється в межах від 0,001 до 17,210-3 мкм2 у стрийських відкладах і від 0,001 до 25,2103 мкм2 у менілітових.

Виходячи з того, що проникність порід-колекторів на більшості родовищ Бориславського нафтопромислового району знаходиться в межах від 510-3 до 2010-3 мкм2 і відсутня ознака тріщинності порід-колекторів, то спричинюваче кольматації вважається фільтрат промивальної рідини. В цьому разі найбільшу увагу звертають на його фізико-хімічні характеристики.

У разі наявності тріщинних колекторів і вищої їх проникності додатково коректують склад дисперсної фази, модифікуючи її кислоторуйнівними компонентами (крейда, доломіт, сидеріт) і обмежуючи в рідині вміст твердої фази з колоїдною дисперсністю.

Таким чином, в обох випадках інгібуючі властивості рідини є особливо актуальними оскільки вони визначають здатність рідини до обмеження диспергування вибуреної породи і її переходу до складу твердої фази, а також здатність фільтрату промивальної рідини попереджувати набрякання схильних до гідратації компонентів порід, що складають поровий простір..

Механізм дії неорганічних інгібіторів, якими є солі-електроліти, полягає в ущільненні гідратних шарів навколо твердих частинок у дисперсній системі рідини, попереджуючи їх диспергування. В дослідженнях процесів набухання розглядають переважно зміну об’єму


63

глинистих мінералів за рахунок просочування рідини у між пакетний простір і за рахунок зміни поверхневих зарядів.

Узагальнюючи багаточисельні експериментальні дані Дерягін Б. В. і Чураєв Н. В. 3 вказують на існування на твердій поверхні граничних шарів рідини, які за товщиною і протяжністю значно перевищують товщину моношару, на структурні відмінності води граничного шару від об’ємної води, на залежність протяжності і товщини граничних шарів від величини гідрофільності.

Органічні сполуки здатні попереджувати гідратацію завдяки адсорбції на поверхні твердої фази. Крім цього окремі органічні сполуки з молекулярною дисперсністю можуть потрапляти з фільтратом рідини у поровий простір. Хімічна природа таких сполук визначає ступінь кольматуючої дії фільтрату, яка пов’язана з явищами адсорбції, адгезії та капілярної проникності. Тому вибір дослідження і застосування таких органічних сполук, які за колоїдно-хімічними та фізико-хімічними властивостями розглядаються як органічні інгібітори і в системі промивальної рідини доповнюють дію неорганічних інгібіторів.

Оцінку інгібуючих властивостей компонентів бурових промивальних рідин здійснюють, зокрема, за величиною діелектричної проникності (), що доповнює оцінку інгібуючих властивостей за традиційним визначенням кінетики набухання бентонітової глини (методика Жигача-Ярова). Показано, що величина діелектричної проникності добре корелюється з величиною осмотичного тиску 4. Встановлено, що у багатокомпонентній системі бурових промивальних рідин неорганічні електроліти (KCl, NaCl, CaCl2) можуть призводити до загального підвищення діелектричної проникності, в той час як колоїдні компоненти, створюючи адсорбційний шар на глинистих частинках, можуть спричинювати зниження діелектричної проникності.

Адсорбційноактивні органічні сполуки, зокрема, органічні солі, іонномолекулярні сполуки в т. ч. поверхнево-активні речовини (ПАР), здатні до часткової або повної гідрофобізації поверхні гірських порід.

Поліосновні органічні кислоти, які теж слід відносити до органічних інгібіторів здатні впливати на кристалохімічну перебудову глинистих мінералів. Проходить витіснення міжплощинної води, зміна структури і характеристик мікроелементного комплексу порід-колекторів 4. Результатом таких процесів є закріплення стінок свердловини, а також перегрупування в каркасі породи-колектора, що призводить до розкладання і виносу глинистих агрегатів, а отже, і до покращення нафто проникності.

Авторами 5 проведені експериментальні дослідження впливу неорганічних і органічних інгібіторів на технологічні параметри різних типів промивальних рідин для первинного розкриття продуктивних пластів. Як неорганічні інгібітори використовували KCl, як органічні – поліетиленгліколі різних марок і їх похідні – поверхнево-активні речовини. В результаті експериментальних досліджень розроблено технологію приготування промивальних рідин з одержанням подвійноінгібованих систем. Згідно цієї технології додавання неорганічного електроліту (KCl) проводиться одночасно з додаванням лігносульфонатного реагенту (КССБ), а після наступного додавання органічного інгібітора (ПЕГ-400) додається реагент захисної дії.

Табл. 2. Рецептури обробки промивальної рідини на буровій 23-Микуличинська

п/п

Рецептура розчину

, кг/м3

, МПас

0,

dПа СНЗ 1/10,

dПа В,

см3/30хв К, Мм

Т, с

КЗК

1. Вихідний 1 1150 29,0 238,5 21/23,5 7,0 2,5 212 0,098 2. Вих.1+3%KCl+

3% КССБ+2% ПЕГ-400+5% КМЦ (5%-ної

концентрації

1170 38,0 76,5 4,8/10,4 6,0 1,0 64 0,107

3. Вихідний 2 1170 42,3 327 23,4/27,4 6,5 2.0 152 0,12 4. Вих.2+3%KCl+

3% КССБ+2% ПЕГ-400+5% КМЦ (5%-ної

концентрації

1180 44,8 148,5 18/20 4,5 0,8 112 -

5. Вихідний 3 1200 26,3 96,8 49/93 7,5 1,5 88 0,05 6. Вих.3+2,5%KCl

(20%-ї)+0,5%КМЦ (10%-ної)+1%ПЕГ-400

+3% нафти +2% сульфат мила

1220 19,5 27,8 16,4/32,7 4,0 плів-ка

52 -


64

В таблиці 2 подані результати обробок промивальної рідини на буровій Микуличинська-23, рекомендовані для первинного розкриття продуктивного пласта.

З таблиці 2 видно, що подвійне інгібування з використанням багатоатомного спирту (ПЕГ-400) і неорганічного електроліту (KCl) сприяє зниженню фільтратовіддачі промивальної рідини, досягненню оптимальних структурно-реологічних і змащувальних характеристик. Відновлення проникності керну у цьому разі досягає 85-90%.

Слід зазначити також, що для подвійного інгібування застосовуються реагенти і матеріали вітчизняного виробництва, які не чинять негативного впливу на екосферу і обслуговуючого персоналу, підлягають біодеградації.

Висновки

1. На основі аналізу літературних джерел з проблем отримання і управління властивостями інгібованих бурових промивальних рідин виявлена доцільність створення систем із застосування багатоатомних спиртів.

2. За результатами лабораторних досліджень розроблена технологія подвійно інгібованих систем промивальних рідин, що складаються з неорганічних інгібіторів гідратації глинистих порід і домішок органічних сполук із класу багатоатомних спиртів, завдяки чому досягається ефект інгібуючої і закріплюючої дії цих рідин.

3. Подвійноінгібовані бурові промивальні рідини пройшли випробування під час первинного розкриття продуктивних пластів при бурінні свердловини 23-Микуличинська результати яких підтвердили їх ефективність.


1. Федишин В.О. Низькопористі породи-колектори газу промислового значення. – К.: УкрДГРІ, 2005. 148 с. 2. Мислюк М.А. До оцінки первинного розкриття продуктивних горизонтів на родовищах України

/М.А.Мислюк, І.М.Ковбасюк, В.М.Стасенко, М.В.Гунда //Нафтова і газова промисловість. – 2005.- 6, - С.17-19.

3. Смачивающие пленки (Б.Дерягин, Н.Чураев. – М.: Наука, 1984, - 28 с. 4. Васильченко А. Захист стінок свердловини. Перегляд ролі реагентів /А.Васильченко, С.Локтєв,

М.Боровик, Я.Яремійчук, В.Філь, А.Андрусяк //Нафтова і газова промисловість. – 1998. - 3, - 18-20 с. 5. Андрусяк А.М., Тершак Б.А., Мрозек Є.Р. Системи подвійноінгібованих промивальних рідин //Нафтова і

газова промисловість. – 2008. - 5, - 16-19 с.


А. Н. Андрусяк, Б. А. Тершак, Е. Я. Коцкулич

Ивано-Франковский национальный технический университет нефти и газа, Ивано-Франковск, Украина

Применение дважды ингибированных буровых промывочных жидкостей для вскрытия продуктивных пластов

Приведен анализ литературных источников и результатов лабораторных исследований с проблем получения и управления свойствами ингибированных буровых промывочных жидкостей. Описана методика приготовления промывочной жидкости двойного ингибирования и результаты ее использования при вскрытии продуктивных пластов в скважине Микуличинская-23.

Ключевые слова: промывочная жидкость, ингибиторы, скважина, продуктивный пласт.

A. N. Andrusyak, B. A. Tershak, E. Y. Kockulich

Ivano-Frankivsk National Technical University of Oil and Gas, Ivano-Frankivsk, Ukraine

Application of twice inhibited drill fluids for exposing of productive formation

In the article authors has been analyzed the literary resources and results of laboratory research work of generating problems and properties control of inhibited drilling mud. It has been describe the methods of preparation of double-inhibited drilling mud and results during exposing of productive formation on Mykuluchynska well number 23.

Keywords: drilling mud, inhibitors, well, productive formation.


65

УДК 622.282 (06)

С. В. Борщевский1, В. Ф. Формос1, А. С. Бабичева1, В. А. Дмитриенко2, М. А. Бауэр2

1 Донецкий национальный технический университет, Донецк, Украина 2Шахтинский институт(ф) ЮГРТУ (НПИ), Шахты, Россия

Разработка технологии и параметров крепления с использованием высокопрочных композиционных

материалов для строительства подземных сооружений в малоустойчивых горных породах

В работе приводятся результаты исследований свойств модифицированных составов бетонов в ранние сроки твердения. для подземного строительства. Разработаны узлы соединения секций опалубки обеспечивающие минимум затрат на монтаж и демонтаж щитов металлической сборной опалубки.

Ключевые слова: крепь, модифицированный бетон, срок твердения.

Актуальность приводимых в данном исследовании данных связана с наличием вмещающих пород, не способных сохранять проектные размеры и форму строящегося сооружения предопределяет невозможность производить заходку на глубину (1 м и более), обычную для строительства в устойчивых горных породах и невозможность оставлять обнажения без крепления даже на короткий промежуток времени. Кроме того, невозможно оставлять обнажения без крепления даже на короткий промежуток времени. Для обеспечения устойчивости массива, предотвращения обрушений и вывалов в этих случаях производить заходку возможно лишь на глубину 0,25–0,50 м. Поэтому, разработка технологии обеспечивающей, нормативные темпы проведения выработок в неустойчивых породах, при минимальных затратах труда, финансовых средств и без применения специальных способов, является весьма актуальной.

Для сокращения продолжительности цикла по прохождению и креплению необходима модификация состава бетона с целью увеличения его кинетики структурообразования. Кинетика роста прочности бетона должна соответствовать изменению величины нагрузок, передаваемых на крепь от массива пород, по мере удаления от забоя. Данная задача решена тщательным подбором компонентов бетона и добавок. Получены зависимости набора прочности бетоном в ранние сроки твердения.

Для исследований разработаны методики, позволяющие определять характеристики бетонной смеси, на стадии перехода ее из пластичного состояния в твердое. Весь комплекс исследований проводился на образцах отформованных из одного замеса цементно-песчаного раствора расчетного состава нормальной консистенции. Предел текучести бетона будет учитываться коэффициентом изменения предела его текучести при сдвиге при введении крупного заполнителя, с учетом крупности, влажности и качества, который сейчас уточняется (1,15 – 1,21). Скорость гидратации оценивалась по росту пластической прочности раствора нормальной консистенции.

Поскольку необходимо исследовать постоянно изменяющиеся во времени характеристики смеси, то сложность и объем измерений возрастают многократно, поэтому производилась оценка точности полученных данных. Результаты исследований приведены в таблице 1.

Целью исследований является подбор такого состава бетонной смеси, при котором выполнялись бы следующие условия: максимальная скорость роста пластической прочности при сохранении жизнеспособности смеси не менее 40 минут после затворения и минимальные потери прочности бетона в марочном возрасте. По исследованию кинетики структурообразования следующих составов: на основе Старооскольского портландцемента (без добавок, с добавкой УП-5, с добавкой Д-5); и на основе Новомихайловского портландцемента (без добавок, с добавкой


66

УП-5 и карбамидом, с добавкой Д-5) (рис. 1) установлено, что лучшие характеристики имеет состав с добавкой Д-5 и он был исследован более детально. Составы (с УП-5+К (1)) и (с УП-5+К (2)) различаются временем перемешивания, второй состав перемешивался дополнительно 20 минут и в результате произошло замедление роста пластической прочности во времени и особенно в начальный период.

0200400600800

1000120014001600180020002200

0 2 4 6 8 10

Время твердения, час

Пластическая

прочность

, кПа

без добавки

с УП-5

с УП-5+К (1)

с УП-5+К (2)

с Д-5

Рис.1. Кинетика роста пластической прочности Поскольку устойчивость столба твердеющей смеси определяется ее пределом текучести

при сдвиге, а величина пластической прочности лишь косвенно характеризует этот показатель, то следующий этап экспериментов был посвящен исследованию изменения предела текучести при сдвиге в процессе твердения состава, и установлению его зависимости от пластической прочности структуры раствора. За основу был принят метод испытания горных пород на срез со сжатием. Испытание проводилось путем одиночного среза со сжатием, когда на образец в плоскости среза действует не только сдвигающие, но и нормальные сжимающие напряжения. Испытания по определению пластической прочности и предела текучести при сдвиге производились через 2; 4; 6; 8 и 10 часов. Произведенные испытания позволили установить рост предела текучести при сдвиге состава во времени (рис. 2) и зависимость предела текучести при сдвиге от величины пластической прочности структуры (рис. 3).

0

2040

6080

100

120140

160180

200

0 2 4 6 8 10

Время твердения, час

Предел

текучести

при

сдвиге

,кПа

Рис.2. Изменение предела текучести при сдвиге во времени Это позволит при наблюдении за контрольными образцами, установить в любой момент

времени предел текучести при сдвиге состава, что и является решением поставленной задачи, определения с высокой точностью момента времени, в который можно снимать герметизатор, не опасаясь разрушения крепи под действием собственного веса, не затвердевшего бетона. Однако интенсивность роста предела текучести при сдвиге не вполне удовлетворяет условиям


67

предлагаемой технологии, то есть в ряде случаев необходимо большее сокращение этого времени, для обеспечения нормативной скорости строительства, что требует модифицирования самой добавки. Для интенсификации набора бетоном прочности в сверхранние сроки (до 6 часов) предлагается дополнительно вводить в состав добавки Д-5 силикат натрия.

y = -0.000034x2 + 0.157929x

R2 = 0.997889

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 500 1000 1500 2000 2500

Пластическая прочность, кПа

Предел

текучести

при

сдвиге

, кПа

Рис.3.Зависимость предела текучести при сдвиге от пластической прочности Темпы строительства подземных сооружений по предлагаемой технологии главным образом

будут зависеть от максимально возможной величины заходки, при которой не будет происходить обрушение массива. Для этого необходимо знать величину максимальных напряжений, возникающих в массиве по которым определяются параметры крепи. Существующие аналитические методы расчета крепи подземных сооружений с учетом ее взаимодействия с массивом пород требуют выполнения 47 операций [1] с учетом множества условий, причем расчет производится для конкретных характеристик материала крепи. Если учитывать изменяющиеся во времени характеристики бетона, то сложность и трудоемкость расчета возрастает многократно. Для этих целей использовано компьютерное моделирование массива пород методом конечных элементов. На основе полученных параметров кинетики структурообразования бетона выполнено моделирование системы «крепь-массив», с учетом набора прочности бетоном каждой заходки. Для этого разработана методика моделирования бетонной крепи с изменяющейся во времени несущей способностью в условиях влияния неравномерно распределенных нагрузок и смещений породных обнажений.

Ввиду большого количества влияющих факторов целесообразно планирование эксперимента, которое позволяет сделать выборку наиболее значительных сочетаний факторов и существенно сокращает количество моделей. Согласно данных предварительных исследований выявлены следующие влияющие факторы: величина давления на крепь P; величина заходки l; толщина крепи h; ширина сооружения B; модуль упругости грунта Eг; изменяющийся во времени модуль упругости бетона Eб. Планирование эксперимента производилось методом латинских квадратов по методике проф. М. М. Протодьяконова [2] по пяти уровням варьирования. Однако в ходе исследования выяснилось, что фактор ширины сооружения является зависимым, а наибольшее влияние на параметр оптимизации – НДС крепи оказывает фактор величины заходки, а не величины давления. В связи с этим составлен новый план эксперимента по методу Брандона [2]. Интервалы варьирования выбраны, на основе результатов предварительных исследований и представлены в таблице 1.

Числовые значения различных комбинаций факторов приведены в таблице 2. Дальнейший этап - разработка математической регрессионной модели, путем составления

уравнения регрессии на основе расчетов напряженно-деформированного состояния (НДС) системы «крепь-массив» методом конечных элементов для различных сочетаний уровней факторов. После выборки значений максимальных главных напряжений, рассчитанных при одинаковых значениях каждой из переменных, получен ряд частных зависимостей, по которым строятся точечные графики.


68

Табл. 1.

Уровни Факторы Обозначение

Единица измерения -2 -1 0 1 2

Величина заходки Х1 м 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Величина давления

на крепь Х2 МПа 0,2 0,35 0,5 0,65 0,8 Толщина крепи Х3 м 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

Модуль упругости грунта Х5 МПа 0,2 0,35 0,5 0,65 0,8

Функция набора прочности бетоном Х6 МПа 14,4 20,8 27,4 34,1 40,8

Табл. 2.

Факторы Расчета

X1, м X2, МПа X3, м Х4, МПа Х5, МПа

1 0,3 0,8 0,2 0,35 27,4 2 0,3 0,2 0,3 0,5 34,1 3 0,3 0,35 0,4 0,65 40,8 4 0,3 0,5 0,5 0,8 14,4 5 0,3 0,65 0,6 0,2 20,8 6 0,5 0,2 0,4 0,8 34,1 7 0,5 0,5 0,3 0,65 14,4 8 0,5 0,35 0,6 0,2 27,4 9 0,5 0,8 0,5 0,5 20,8

10 0,5 0,65 0,2 0,35 40,8 11 0,4 0,2 0,3 0,5 40,8 12 0,4 0,5 0,6 0,35 34,1 13 0,4 0,35 0,5 0,8 14,4 14 0,4 0,8 0,2 0,65 27,4 15 0,4 0,65 0,4 0,2 20,8 16 0,7 0,2 0,6 0,5 34,1 17 0,7 0,5 0,5 0,35 14,4 18 0,7 0,35 0,4 0,2 40,8 19 0,7 0,8 0,3 0,65 27,4 20 0,7 0,65 0,2 0,8 20,8 21 0,6 0,2 0,5 0,35 27,4 22 0,6 0,5 0,2 0,8 20,8 23 0,6 0,35 0,4 0,65 40,8 24 0,6 0,8 0,3 0,2 34,1 25 0,6 0,65 0,6 0,5 14,4

Уравнения регрессии от пяти факторов подбирались c использованием программы

Microsoft Excel 2000 (рисунок 4.). По методу Брандона [3] путем перемножения уравнений описывающих каждую из пяти

зависимостей получаем уравнение множественной регрессии при максимальных напряжениях в крепи в возрасте 3 суток:

32121 3925.1(*)5308.10615.1(*)2162.02978.52314.4( xxxxY

)2803.17197.0(*)7694.00084.0(*)3037.0 54 xx

учитывающее все влияющие факторы и позволяющее рассчитывать максимальные напряжения в крепи подземных сооружений и соответственно определять параметры крепления выработок в сложных горногеологических условиях монолитным модифицированным бетоном без применения метода конечных элементов. Таким же образом были найдены уравнения множественной регрессии, описывающие величину напряжений бетонной крепи в возрасте 6 часов и 1 сутки.


69

Разработанную методику применяем на наклонном стволе шахты «Кадамовская» (Ростовская область). Данное подземное сооружение имеет протяженность 128м, угол наклона 130, форма сечения - арочная с обратным сводом. По проекту принята монолитная бетонная крепь, толщиной 0,5м. В настоящее время ствол законсервирован из-за произошедшего на 40 метре сооружения обрушения пород, так как строительство велось в неустойчивых горных породах, обычным способом с величиной заходки 1м.

По разработанной методике рассчитаем напряжения в крепи ствола, изменяя ее толщину и величину заходки, с целью выявления наиболее эффективного сочетания параметров строительства и крепления таблица 3.

Табл. 3.

Бетон с добавкой Д-5 (4%) Бетон с добавкой Д-5 (2%)

Величина заходки, м 0,3 0,7 0,3 0,7 0,5 0,6 0,3 0,7 0,3 0,7 0,5 0,6

Давление, МПа 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5

Толщина крепи, м 0,5 0,5 0,25 0,25 0,25 0,25 0,5 0,5 0,25 0,25 0,25 0,25Модуль упругости

грунта, МПа 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5

Прочность бетона

6 часов, МПа 0,13 0,13 0,13 0,13 0,13 0,13 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1


1 сутки, МПа 16,7 16,7 16,7 16,7 16,7 16,7 11,9 11,9 11,9 11,9 11,9 11,9


3 суток, МПа 40,8 40,8 40,8 40,8 40,8 40,8 27,4 27,4 27,4 27,4 27,4 27,4

Напряжения

6 часов, МПа 0,09 0,15 0,1 0,16 0,06 0,11 0,1 0,15 0,1 0,16 0,07 0,11


1 сутки, МПа 0,41 0,66 0,55 0,89 0,82 0,88 0,42 0,68 0,57 0,93 0,84 0,91


3 суток, МПа −0,4 −0,57 −0,53 −0,8 −0,7 −0,75 −0,32 −0,5 −0,43 −0,61 −0,59 −0,6

По полученным значениям напряжений можно сделать вывод, что напряжения по

предлагаемой технологии строительства короткими заходками обычный бетон применяться не может, модифицированный бетон, с содержанием добавки 2% обеспечивает величину заходки 0,5 м, а с содержанием добавки 4% 0,6м, кроме того, модифицирование бетонов позволяет уменьшить толщину крепи до 0,25 м.

Для снижения трудовых и финансовых затрат по креплению монолитным бетоном короткими заходками, разработаны узлы соединения секций опалубки обеспечивающие минимум затрат на монтаж и демонтаж щитов металлической сборной опалубки. Опалубка представляет собой два комплекта универсальных сегментов и один замковый. Каждый сегмент состоит из продольных и поперечных элементов уголкового профиля, образующих после соединения сваркой рамку, на которую крепится щит опалубки. Соединение сегментов между собой осуществляется с помощью клинораспорных элементов, представляющих собой планку из полосовой стали с прорезью и клин. Планки привариваются в прорезь полки уголков рамки сегмента в нижней и одной боковой грани сегмента.

Для предотвращения вытекания бетона в сторону забоя, между щитами опалубки и стенкой массива устанавливается пневмоэлемент, высотой, равной сегменту опалубки, что позволяет осуществлять бетонирование послойно с вибрированием и таким образом существенно повысить качество и прочностные характеристики крепи.

Пневмоэлемент представляет собой часть тороида с гантелеобразным поперечным сечением. Он противодействует выдавливанию бетонной смеси за счет сил трения между пневмоэлементом и металлической опалубкой с одной стороны и между пневмоэлементом и породной стенкой с другой. Схема установки пневмоэлемента представлена на рис. 5.


70

y = -4.2314x2 + 5.2978x - 0.2162

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

Величина заходки, м

Частные остатки

y = -1.0615x + 1.5308

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9

Модуль упругости грунта, МПа


а) б)

y = 1.3925x + 0.3037

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9

Давление , МПа


y = 0.0084x + 0.7694

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Прочность бетона, МПа


в) г)

y = -0.7197x + 1.2803

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7

Толщина крепи, м


д) Рис. 4. Графики частных зависимостей


71

Рис. 5. Схема установки секций опалубки и пневмоэлементов В ходе проведенных исследований впервые были установлены зависимости: 1 - изменения

прочностных свойств модифицированных бетонов в сверхранние и ранние сроки твердения; 2 - максимальных главных напряжений в крепи подземных сооружений от величины заходки, ширины выработки, величины горного давления и изменяющихся во времени механических характеристик бетона.

Разработаны: 1 - математическая модель для определения параметров проведения и крепления подземных сооружений с учетом упрочняющейся во времени крепи; 2 - технология строительства подземных сооружений в слабоустойчивых породах без применения специальных способов и временной крепи.


1/ Булычев Н.С., Фотиева Н.Н., Стрельцов Е.В. Проектирование и Расчет крепи капитальных выработок. – М., 1986, - 288 с.

2. Методика рационального планирования эксперимента Протодьяконов М.М., Тедер Р.И. – М.: Недра, 1970. – 76 с.

3. Булатов А.И. Управление физико-механическими свойствами тампонажных систем. – М.: недра, 1976. - 243 с.

Надійшла до редколегії 08.09.2011

С. В. Борщевський1, В. Ф. Формос1, А. С. Бабичева1, В. А. Дмитренко2, М. А. Бауер2 1 ДВНЗ «Донецький національній технічний університет», Донецьк, Україна 2 Шахтинский інститут (ф) ЮРДТУ (НПІ), Шахти, Росія

Розробка технології і параметрів кріплення з використанням високоміцних композиційних матеріалів для будівництва підземних споруд в малостійких гірських породах

У роботі наводяться результати досліджень властивостей модифікованих складів бетонів в ранні терміни твердіння для підземного будівництва. Розроблено вузли з'єднання секцій опалубки забезпечують мінімум витрат на монтаж і демонтаж щитів металевої збірної опалубки

Ключові слова: кріплення, модифікований бетон, термін твердіння


72

S. V. Borschevsky1, V. F. Formos1, A. S. Babicheva1, V. A. Dmitrenko2, V. A. Bauer2 1Donetsk national technical university, Donetsk, Ukraine 2 Shakhtinsky Institute (f) SRSTU (NPI), Shakhty, Russia

Development of technology and barring options using high-strength composite materials for the construction of underground structures in unstable rocks

This paper presents the results of studies of the properties of modified concrete composition in the early stages of hardening. for underground construction. Developed nodes connecting sections of formwork to ensure minimum costs for installation and dismantling of formwork panels metal team

Keywords: lining, modified concrete, curing time


73

УДК 551.510.4

Т. П. Волкова, І. С. Сніжок ДВНЗ «Донецький національний технічний університет», Донецьк, Україна

Аналіз та оцінка впливу металургійних підприємств на забруднення грунтів Донецької

області

У статті розглянутий спектр забруднення довкілля металургійними підприємствами. На підставі порівняльного аналізу складу забруднення Донецька та Маріуполя встановлені головні хімічні елементи, що накопичуються у грунтах. Зроблені рекомендації щодо зменшення негативного впливу промисловості на довкілля.

Ключові слова: забруднення, грунт.

Донецька область відома як найбільш промислово розвинутий регіон України. На території області, яка займає 4,4% площі країни, зосереджена майже шоста частина основних засобів промисловості нашої держави [1]. Значна кількість населення зайнята на виробництві зі шкідливими і тяжкими умовами праці. На погіршення показників здоров’я населення впливає стан довкілля. Якщо раніше екологічні кризи мали локальний, або регіональний характер, то тепер з’явилася погроза виникнення глобальної кризи. Зараз виснаження не тільки матеріальних природніх ресурсів, але й екологічних, визначають умови існування живих організмів, у тому числі і людини.

Техногенний вплив на навколишнє середовище здійснюється через промисловість. На території Донецької області одними з найбільш поширених є підприємства гірничовидобувного комплексу та металургійної промисловості. Взагалі, метою еколого-геохімічних досліджень є: кількісна оцінка макро- і мікрокомпонентного складу природних і техногенних компонентів навколишнього середовища, виявлення та оцінка джерел забруднення [2]. Метою наступних досліджень було встановлення елементів-забруднювачів у ґрунтах біля металургійних підприємств м. Донецька.

Для виробництва металу та інших видів металевої продукції, підприємства використовують енергетичні та сировинні ресурси. На металургійному заводі використовуються такі види сировини: вугілля, вапняк, доломіт, руда, кокс, окатиші, агломерат, феросплави, нікель. Ці ресурси частково витрачаються, а частково залишаються у якості відходів. Незначна кількість відходів повертається у виробництво для одержання вторинної продукції, що дозволяє зменшити використання існуючих природніх ресурсів. Більша частина відходів складується у відвалах на певному місці. Велика кількість забруднюючих речовин викидається в атмосферу та водоймища.

На кількісний та якісний склад викидів в атмосферу впливають технологічні процеси в окремих цехах металургійних підприємств. Усі неорганізовані викиди в атмосферу відбуваються через аераційні ліхтарі, організовані - викидаються через димарі. Димові гази містять у своєму складі такі забруднюючі речовини як оксиди азоту, діоксид сірки, оксид вуглецю. Середній обсяг викидів забруднюючих речовин за рік у повітряний басейн Донецької області від металургійних підприємств приблизно складає 500 тис.т. [3]. Утворення діоксиду азоту знаходиться в залежності від теплового навантаження печі, надлишку кисню. Викиди діоксида сірки з димовими газами супроводжується в період зливу рідкого чавуна. При сортопрокатному і листопрокатному виробництві в атмосферу викидаються оксиди азоту, діоксид сірки, оксид вуглецю. Процеси виготовлення виливків у ливарному цеху, супроводжуються виділенням пилу і газів. Основною складовою пилу є діоксид кремнію (SiO2). У результаті випалу вапняку в шахтних печах, в атмосферу викидаються: пил вапна, оксид вуглецю, оксид азоту.

Металургійні підприємства є одними з великих споживачів води [3]. Стічні води, які скидаються заводами у водоймища, вміщують хлориди, сульфати, нафтопродукти, залізо, азот


74

амонійний, нітрити, фосфати, хром, марганець, феноли, середні концентрації яких значно перевищують ГДК.

Ґрунт є ефективним поглиначем багатьох хімічних речовин. В ґрунтах біля металургійних заводів накопичується багато хімічних елементів [4]. Важкі метали зв’язуються вже у верхньому шарі, глибина якого не перевищує 20 см. Але, при сильному забрудненні, вони здатні проникати на глибину до 160 см, і надходити до ґрунтових вод. Більшість хімічних елементів зазвичай, утримуються в поверхневому, родючому шарі. Значний вміст металів у ґрунтах спостерігається на відстані 1 – 5 км від джерела забруднення, яка визначається як зона впливу підприємства [5]. Ґрунти, що розташовані поза зоною впливу підприємств, як правило, мають рівномірний розподіл важких металів, нижчий за гранично припустимі концентрації (ГПК). Специфічною особливістю забруднення ґрунтів важкими металами є дуже низька швидкість їх самоочищення.

Геолого-екологічні дослідження проводилися у м. Донецьку біля металургійного заводу «Донецьксталь – МЗ». На території досліджень також розташовані підприємства «МКП Тріумф», «ВАТ Данко», що займаються виготовленням металопродукції, а також «ВАТ Стрег», діяльність якого спрямована на переробку відходів вуглезбагачення.

Відбір проб ґрунту здійснювався на ділянці 25 м2 і складалися з п’яти часткових проб, відібраних по кутах квадрата (чотири проби) та однієї – у центрі. Всього було відібрано 28 проб ґрунту. В ґрунтах досліджуваної території визначались концентрації наступних елементів: кадмію, міді, нікелю, ртуті, свинцю, цинку, марганцю, заліза. Відбір та аналіз проб проводилися підприємством «Донецькгеологія» (м. Артемівськ). За даними напівкількісного спектрального аналізу були розраховані статистичні характеристики розподілу хімічних елементів (таблиця 1).

Табл. 1 Статистичні характеристики вмісту хімічних елементів у ґрунті

Елемент Середні значення вмісту

хімічних елементів, мг/кг

Стандартне відхилення,

мг/кг

Середні значення коефіцієнта

концентрації хімічних елементів, (Кс)

Коефіцієнт варіації, (V),%

Фоновий вміст

Сф, мг/кг

Сd 2,2 1,07 2,2 48,6 1,0 Cu 25,5 8,9 0,85 34,9 30,0 Ni 42,8 13,6 0,9 31,7 50,0 Hg 0,1 0,04 2,8 40,0 0,035 Pb 37,6 13,5 1,9 40,0 20,0 Zn 59,1 18,8 0,8 31,8 70,0 Mn 695,6 146,3 1,0 21,0 700,0 Fe 3377,8 990,6 0,12 29,3 28000

За даними розрахованого середнього вмісту хімічних елементів встановлено перевищення

припустимих концентрацій для кадмія, ртуті, свинця та марганцю. Визначений коефіцієнт варіації (V≤50%) для усіх хімічних елементів характеризує статистичний розподіл вмісту як рівномірний. Це вказує на відсутність аномально високих та низьких значень концентрацій. Найбільшою міграційною здатністю володіють ртуть і цинк, які, як правило, рівномірно розподіляються в шарі ґрунту на глибині 0 – 20 см. Свинець частіше накопичується в поверхневому шарі (0 – 2,5 см), кадмій займає проміжне положення між ними. За результатами таблиці 1, можна побачити, що у ґрунтах на території металургійного заводу, середній вміст свинцю в 1,9 разів перевищує фонове значення, при цьому він розподілений рівномірно (V = 40%). Надлишковий вміст свинцю в ґрунті веде до зменшення числа основних представників ґрунтового мікробіоценозу. Ступінь токсичності свинцю залежить від типу ґрунту: у чорноземі нейтралізація токсичності відбувається швидше, ніж у дерновоподзолистому. Високі концентрації даного елементу зосереджені на північно-західній частині території досліджень, що напевно пов’язано з діяльністю підприємств (рис. 1). У центральній частині території, де розташовані цеха металургійного заводу, спостерігаються декілька знижені накопичення свинцю.


75

Умовні позначення

– точка відбору проби ґрунту; – Мартенівський, доменний, обжимний цеха; – Цеха

обжига вапна; – Електросталеплавильний цех; – відвали відходів металургійного

підприємства; – «МКП Тріумф»; – «ВАТ Данко»; - «ВАТ Стрег».

Рис. 1 Ізолінії розподілу свинцю Підвищені показники елемента, до того ж, відзначаються у південній частині території, де

розміщені відвали відходів металургійного заводу. Значне забруднення ґрунту свинцем відбувається не тільки у результаті діяльності заводу, але й сусідніми підприємствами, що займаються виробництвом металопродукцій. Відомо, що викиди автомобільного і залізничного транспорту вміщують значні концентрації свинцю, який накопичуються вздовж доріг [4]. Це зумовлює рівномірне розповсюдження перевищених концентрацій свинцю у промислових містах.

Середній вміст кадмію перевищує фоновий вміст в 2,2 рази і має рівномірний розподіл у ґрунтах території дослідження (див. табл.1). Геохімічні аномалії зосереджені в зоні впливу відвалів металургійного підприємства на півдні, у центрі, на території електросталеплавильного цеху, а також у західній частині, яка контролюється діяльністю мартенівського, доменного, обжимного цехів заводу (рис. 2).


76

Умовні позначення (див. рис. 1) Рис. 2 Ізолінії розподілу кадмію

Треба відзначити, що значні перевищення концентрацій кадмію відзначаються у північно-

західній частині території дослідження, які обумовлені діяльністю підприємства виробництва металопродукції, переробкою відходів вуглезбагачення. Підвищення показників спостерігаються на захід, у районі розташування першого міського ставка.

Перевищення середнього вмісту ртуті встановлює 2,8 рази, при рівномірному розподілу на території металургійного заводу (див. табл..1). Даний елемент є характерним для вугілля Донбасу [7]. Тому, певно, що утворення аномалій ртуті пов’язано з процесами спалювання вугілля, що використовується металургійним заводом у технологічних процесах. Значні перевищення концентрації ртуті знаходяться у північно-західній частині дослідженої території, де розташовані не тільки підприємства з виробництва металопродукції, але й водоймище першого Міського ставка (рис. 3).

Ймовірно, що збільшення концентрацій зумовлено накопиченням ртуті у поверхневих водах і донних відкладеннях, оскільки ртуть має високу міграційну і біоакумулятивну здатність [7]. На центральній території дослідження високі показники зосереджені біля електросталеплавильного цеху. Значні перевищення контролюються відвалами відходів металургійного заводу, розташованими у південно-східній частині території. Таким чином, на накопичення ртуті впливає не тільки металургійний завод, але й сусідні підприємства, на долю яких зосереджене найбільше забруднення.

Перелічені елементи відносяться до першого класу небезпеки [5]. Середній вміст марганцю перевищує фоновий в 1 раз (див. табл.1). Елемент рівномірно

розподіляється у ґрунтах біля металургійного заводу і відносяться до третього класу небезпеки [5].


77

Умовні позначення див. рис. 1 Рис. 3 Ізолінії розподілу ртуті

Раніше було проведене дослідження ґрунтів м. Маріуполь і встановлено, що у значних

концентраціях накопичуються наступні елементи: свинець, марганець, цинк, титан, молібден миш’як і хром [6]. При цьому багато хімічних елементів мають нерівномірний розподіл. Встановлений тут вміст свинцю перевищує фонові значення у 1,8 – 2,8 рази. (V = 132,0%). Але середній вміст ртуті та кадмію практично не перевищує фоновий вміст. Встановлені значні концентрації цинку, який має нерівномірний розподіл на території м. Маріуполь, а середній вміст у ґрунті перевищує в 1,6 разів фоновий вміст. Основними техногенними джерелами цинку визнані стічні води металургійних заводів.

Таким чином, встановлено, що характерними хімічними елементами грунтів території металургійних підприємств м. Донецьк, є: свинець, кадмій, ртуть. Тоді як на території м. Маріуполь, де також поширені металургійні підприємства, забруднення має більш різноманітний склад. Характерними елементами грунтів металургійних підприємств слід рахувати сідерофільний геохімічний клас елементів – залізо, марганець, тітан. Повний елементний склад завжди більш різноманітний, оскільки пов'язаний не тільки із сировиною підприємств, але й з досконалістю технологій і технічного обладнання підприємств, які здійснюють викиди шкідливих речовин у навколишнє середовище.

Для контролю динаміки розвитку геохімічних аномалій елементного складу грунтів треба проводити моніторинг. Знаючи склад техногенних аномалій, можна прогнозувати накопичення основних хімічних елементів поблизу населених пунктів та підприємств, а також запобігати збільшенню їх концентрацій впровадженням екологічних заходів по охороні навколишнього середовища, а саме:

– створення системи моделювання екологічної ситуації; – здійснення запобіжних заходів щодо нейтралізації можливих чинників шкідливого впливу; – проведення системи заходів щодо досягнення балансу між негативним впливом на довкілля і його здатністю до самовідновлення;

– створення та розвиток механізмів внутрішнього і зовнішнього інвестування в природоохоронну галузь;


78

– розробка нових механізмів для зниження рівня техногенного навантаження на об’єкти підвищеної небезпеки, насамперед, шляхом удосконалення дозвільної діяльності з обов’язковим страхуванням техногенних ризиків;

– впровадження новітніх екологічно безпечних технологій; – виведення з експлуатації застарілих, екологічно небезпечних виробництв; – удосконалення технологій і технічне переобладнання підприємств, які здійснюють викиди шкідливих речовин у навколишнє середовище;

– впровадження нетрадиційних та відновлювальних джерел енергії; – винесення за межі території міст екологічно небезпечних виробництв; – проведення класифікації об’єктів зберігання отруйних речовин за рівнем небезпеки та розроблення системи їх захисту від впливу зовнішніх факторів;

– оснащення джерел викидів шкідливих речовин ефективним обладнанням, заміна морально та фізично застарілих очисних споруд і обладнання на нові, підвищення рівня технічного стану та ефективності діючого обладнання.


1. Мошура, О.І. Доповідь про стан атмосферного повітря Донецької області у 2007 році / О.І.Мошура / Земля тривоги нашої. – Донецьк, 2009. – 8 с.

2. Володин, Д.Ф. Временные методические рекомендации по проведению эколого-геохимических исследований при геологоразведочных работах (для русловий Украины) / Д.Ф. Володин, Е.А. Яковлев. – Киев,1900. – 87 с.

3. Доповідь про стан навколишнього природного середовища в Донецькій області у 2007 році / Держуправління охорони навколишнього природного середовища в Донецькій області. – Донецьк, 2008. – 109 с.

4. МУ 4266-87. Методические указания по оценки степени опасности загрязнения почвы химическими веществами. – М.: МинздравСССР, 1987.

5. ГОСТ 17.4.3.01-83 Охрана природы. Почвы. Общие требования. – М.: Госстандарт СССР, 1983. 6. Волкова, Т.П. Эколого-геологическая характеристика особенностей накопления химических элементов в

почвах Приазовья / Т.П. Волкова, Ю.С. Попова, А.А. Омельченко; Наукові праці ДонНТУ, серія гірнично-геол. – Донецьк, 2005. 96 с.

7. Панов, Б.С. Современные проблемы экологии Донецкого бассейна / Б.С. Панов Геофизический журнал НАН Украины. – Донецк, 2003. – Режим доступу: http://www.masters.donntu.edu.ua/2003/ggeo/dudik/library/lib3.htm


Т. П. Волкова, И. С. Снежок

ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет», Донецк, Украина

Анализ влияния металлургических предприятий на загрязнение грунтов Донецкой области

В статье рассмотрен спектр загрязнения окружающей среды металлургическими предприятиями. На основании сравнительного анализа состава загрязнения Донецка и Мариуполя установлены главные химические элементы, накапливающиеся в грунтах. Сделаны рекомендации для снижения негативного влияния промышленности на окружающую среду.

Ключевые слова: загрязнение, грунт

T. Volkova , I. Sneghok

Donetsk national technical university, Donetsk, Ukraine

Analysis of the influence of metallurgical enterprises to pollution of Donetsk area soils

The environmental contamination by the metallurgical enterprises is described in the article. On the basis of comparative analysis the main chemical elements are set, which accumulative in the soils of Donetsk and Mariupol. The recommendation about decrease in negative influence of the industry on environment are made.

Keywords: contamination, soils


79

УДК 551.24.05:550.424

В. И. Алёхин, Я. В. Ребенко, К. В. Шелест, В. А. Андрийко, Е. С. Лунев Донецкий национальный технический университет, Донецк, Украина

Структурно-геодинамические условия формирования геохимических аномалий в почвах

и их значение для решения геологических и экологических задач

Показаны результаты структурно-геодинамических исследований на участках атмогеохимических и литогеохимических аномалий. Установлено связь геохимических аномалий с разрывными дислокациями, выявляемыми азимутальным методом структурно-геодинамического картирования. Установлено обогащение почв тяжелыми металлами над активными тектоническими структурами. Полученные данные позволяют прогнозировать разрывные нарушения и скопления полезных ископаемых в недрах, а также участки нарушений и загрязнений почвенных отложений.

Ключевые слова: геодинамическая зона, разрывные дислокации, геохимическая аномалия, оруденение, загрязнения почв.

В условиях дефицита некоторых видов минерального сырья в Украине (углеводородного сырья, цветных и благородных металлов, плавикового шпата и др.) актуальна проблема эффективных поисков этих видов полезных ископаемых. Наиболее распространенными и относительно дешевыми методами поисков является геохимические методы по вторичным ореолам рассеяния. Среди этих методов в условиях Украины широко используются геохимические исследования почв и почво-грунтов. Эти же исследования в больших объемах используются и при оценке загрязнения территорий [1]. Развивающийся рынок недвижимости, а также частная собственность на землю требуют решения вопросов планирования землепользования, обоснованной оценки стоимости земли, особенно в аграрном секторе. Геохимическая оценка почв и обязательный учет результатов этой оценки при составлении земельного кадастра является актуальной проблемой.

Формирование аномально высоких концентраций химических элементов и их соединений в почвах зависит от многих факторов. Среди этих факторов выделяют природные и техногенные. Среди природных наиболее ярко проявляют себя ландшафтно-геохимические факторы, которые учитывают как при поисках полезных ископаемых, так и при оценке загрязнения окружающей среды. В.А. Алексеенко выделяет несколько уровней геохимических ландшафтов [1]. На наш взгляд, исследование особенностей геологического строения массива коренных пород и геодинамического состояния тектонических структур, позволяет решить многие геологические и экологические вопросы, связанные с формированием геохимических аномалий в почвах.

Для решения этих вопросов нами в комплексе с геохимическими исследованиями почв использовался нетрадиционный электромагнитный геофизический метод азимутального структурно-геодинамического картирования (СГДК-А), не имеющий аналогов в мире [2]. В качестве объектов исследований были выбраны наиболее изученные в геологическом и геохимическом плане участки Донбасса и его сочленения с Приазовским блоком Украинского щита (УЩ). В пределах Донбасса изучена площадь между г. Донецком и с. Яковлевка, включающая поле шахты имени Засядько. Основной задачей здесь являлось установление особенностей проявления в атмогеохимических и геофизических полях почво-грунтов крупных и мелких разрывных нарушений, мест скоплений метана и газодинамических явлений в угольных пластах.

В зоне сочленения Донбасса с Приазовским блоком УЩ исследована зона влияния крупного разлома, разделяющего докембрийские породы УЩ и девонские базальты юга Донбасса. Разлом носит название Васильевский взброс и расположен на северной окраине с. Васильевка Старобешевского района Донецкой области. Задачей исследований на этом участке


80

являлось установление проявлений этого крупного разрывного нарушения в электромагнитном поле почв, и влияние его на формирование комплексных геохимических аномалий в почвах.

В докембрийских породах в окрестностях с. Старая Ласпа изучены геофизические поля на участках развития разрывных нарушений и кимберлитового тела, по геологическим данным и данным СГДК-А исследованы структурно-геодинамические условия локализации этих объектов.

На всех участках исследования выполнялись геофизическим электромагнитным методом СГДК-А. На участке поля шахты Засядько этот метод дополнялся атмогеохимическими исследованиями почв, а в зоне сочленения Донбасса с Приазовьем геофизический метод сопровождался детальными исследованиями химического состава почв. В последнем случае использовались данные геохимических поисков рудных месторождений по вторичным ореолам рассеяния, представленные авторам Приазовской гелого-съемочной партией.

Метод СГДК – А основан на изучении анизотропии электропроводности почвенных отложений. Статистически доказано, что существует фоновая анизотропия электропроводности. Наблюдаются повышенная электропроводность в меридиональном и широтном направлениях. В почвах над разрывными нарушениями направления максимальной электропроводности резко изменяются [2]. Для реализации данного метода создана электромагнитная установка ЭФА. Измерения электропроводности с помощью этой установки проводятся путем фиксации замеров по кругу в горизонтальной плоскости через 30°. Начальный замер берется в направления на север (приемником на север) и далее по часовой стрелке через 30°. Всего на одной точке измеряется электропроводность по 12 направлениям. Тринадцатый замер является контрольным –повторный для северного направления. Исследования методом СГДК-А выполнялись нами в профильном варианте. Профиля задавались вкрест простирания известных или предполагаемых структур. Точки наблюдения в профилях выбирались исходя из опыта работ и поставленных задач. В протяженных профилях точки измерения задавались с интервалом 10 и более метров. Шаг наблюдения в коротких детализационных профилях составлял 2 и 5м.

Для обработки данных СГДК-А и выделения аномалий использовалась специально разработанная методика. Эта методика базируется на выделении направлений максимальной электропроводности в четырех секторах круга и сравнении ее с фоновыми, а также на выделении границ между группами пикетов, имеющими резко отличные ориентировки максимальной электропроводности в каждом из 4 секторов круга [2]. Оценка аномальности проводилась по 3 показателям К1, К2, К3. Показателем К1 оценивалось количество границ между группами пикетов с различной электропроводностью. Показатель К2 использовался для оценки степени отличия анизотропии электропроводности почв на пикете от глобального фона. Показатель К3 служил для оценки степени отличия анизотропии электропроводности почв на пикете от местного фона. Для усиления аномалий использовался мультипликативный показатель, рассчитанный как произведение трех показателей.

Методика атмогеохимических исследований базировалась на опыте работ по выявлению и оконтуриванию нефтегазовых месторождений ДДВ [3, 4]. По результатам этих работ было установлено, что углеводородные залежи хорошо проявляются в почвенном воздухе положительными аномалиями углекислого газа, углеводородов и других газов. Аномалии приурочены чаще всего к проекциям на дневную поверхность контуров залежи и зонам разрывных дислокаций. По результатам этих исследований было установлено, что наиболее распространенными и четко выраженными являются аномалии углекислого газа, реже радона и паров ртути. Углекислый газ является наиболее универсальным индикатором газовых залежей в почвенном воздухе. Эти данные послужили основанием для постановки атмогеохимических исследований почвенных отложений на поле шахты им. А.Ф. Засядько.

Нами была принята следующая методика газовой съемки. Глубина отбора проб почвенного воздуха была принята 0,8м. Отбор почвенного воздуха осуществлялся из предварительно пробуренного шпура. Для бурения шпуров использовался коловорот и бур. Отбор почвенного воздуха проводился с помощью груши и вакуумных шлангов, присоединенных к конусному пробоотборнику. Пробоотборник вставлялся в пробуренный шпур. В качестве измерительного прибора использовался шахтный интерферометр ШИ-10 с пределом измерения метана и углекислого газа от 0 до 6 объемных %. В качестве индикатора газовой залежи использовался углекислый газ. Для исключения попадания в измерительный прибор воды и пыли между пробоотборником и измерительным прибором устанавливался специальный фильтр.


81

Для измерения метана в почвах нами использовался прибор MX2100 фирмы Oldham SA французского производства с чувствительностью датчика 0,01 объемный %.

На участке с. Васильевка в районе Васильевского разлома нами выполнена математическая обработка данных спектрального полуколичественного анализа проб почв. По результатам обработки выявлены литогеохимические аномалии различных элементов и установлены особенности их пространственного расположения. Для усиления литогеохимических аномалий проведены расчеты мультипликативных показателей и выделены комплексные геохимические аномалии. На местности проведен осмотр всех выявленных геохимических аномалий с изучением обнажений горных пород, ландшафтных условий и выявлением возможных техногенных источников повышенных концентраций химических элементов. Проведена комплексная интерпретация геологических, геофизических и геохимических данных.

Результаты проведенных комплексных исследований на поле шахты им. Засядько в окрестностях с. Яковлевка позволили выявить ряд важных структурно-геодинамических и атмогеохимических особенностей тектонических структур.

Данный участок в тектоническом плане расположен в приподнятом юго-восточном крыле Ветковской флексуры, рассекающей западную часть поля шахты им. Засядько. На участке в угольных пластах m3 и l1 при документации горных выработок выявлена зона малоамплитудных тектонических нарушений северо-восточного простирания. Тектонические нарушения морфологически представлены надвигами с амплитудами смещения до первых метров. Для зоны характерно кулисообразное размещение отдельных сместителей в пространстве [5]. На участке исследований при отработке угольных пластов отмечались многочисленные газодинамические явления. В геологоразведочных скважинах фиксировались выделения метана (рис. 1).

Рис.3.1. Схема расположения участка исследований: 1 – малоамплитудные надвиги, установленные в угольном пласте m3 (проекция на дневную поверхность);

2 – предполагаемые разрывные нарушения; 3 – геологоразведочные скважины с выделением метана; 4 – газодинамические явления в горных выработках; 5 – контур участка исследований.

Для изучения проявления зоны малоамплитудных разрывов в покровных отложениях и

почвах участка пройден один протяженный профиль азимутального структурно-геодинамического картирования (СГДК-А) и один профиль газовой съемки. Шаг наблюдений в этих профилях был выбран 10 м. Протяженность профилей составила более 1 км. Схема размещения основных профилей показана на рисунке 2.


82

На главном профиле СГДК-А выявлено 3 аномальных участка – восточный, центральный и западный. При этом наиболее интенсивная аномалия по всем показателям проявила себя в восточной части профиля. К зоне разрывных нарушений приурочены две аномалии электропроводности грунтов, расположенные вблизи точки наблюдения 30 (см. рис. 2). Эти аномалии несколько смещены к восточному краю зоны разрывов. По данным газовой съемки в почвах здесь выявлена наибольшая по интенсивности аномалия углекислого газа, превышающая фон в 9 раз. Аномалия располагается в точке наблюдения 46 профиля 1. На точке 65 того же профиля обнаружена аномалия средней интенсивности. В целом аномалии СГДК-А и газовые аномалии фиксируют выход к дневной поверхности зоны малоамплитудных разрывов, обнаруженных в угольных пластах на глубине. Некоторое смещение главных аномалий к восточному краю может свидетельствовать о крутом падении тектонической зоны в западном направлении.

Рис. 2. Схема основных профилей геофизической и атмогеохимической съемок с выявленными аномалиями:

1 – разрывные нарушения: а – малоамплитудные надвиги угольном пласте m3 (проекция на дневную поверхность); б – предполагаемые разрывные нарушения; 2 – атмогеохимические аномалии: а – высокой интенсивности; б – средней интенсивности; 3 – аномалии анизотропии электропроводности грунтов (по

данным СГДК-А): а – высокой интенсивности; б – средней интенсивности; 4 – Профили СГДК-А: 1 – номер профиля; 70 – номер точки наблюдения; 5 – профили атмогеохимической съемки: 1 – номер профиля; 140 –

номер точки наблюдения; 6 – геологоразведочные скважины. Для подтверждения выявленной интенсивной газовой аномалии и уточнения ее

морфологии и простирания были пройдены дополнительные атмогеохимические профили (рис.3). Шаг наблюдений в этих профилях был сокращен до 5м (профиль Г3) и 2м (профиль Г2).

Измерения газов в почвах по одним и тем же точкам на детализационном профиле Г2 проводились 3 раза в течение сентября 2011 года. Аномальные концентрации углекислого газа, превысившие фон в 5 раз сразу на трех точках, выявлены на отрезке профиля между точками наблюдения 2 и 7. Точка 6 была оборудована для режимных наблюдений за уровнем газа. 30 сентября и 2 октября 2011 года концентрация углекислого газа здесь достигла уровня 0,75 объемных % при фоне 0,1 объемных %. Метан при чувствительности газоанализатора (МХ2100) в 0,01 объемный % не был обнаружен.


83

Рис. 3. Схема участка детализации основной атмогеохимической аномалии: 1 – малоамплитудные надвиги в угольном пласте m3 (проекция на дневную поверхность); 2 –

атмогеохимические аномалии: а – высокой интенсивности; б – средней интенсивности; 3 – аномалии анизотропии электропроводности грунтов (по данным СГДК-А); 4 – Профили СГДК-А: С1 – номер

профиля; 40 – номер точки наблюдения; 5 – основной профиль атмогеохимической съемки: Г1 – номер профиля; 32 – номер точки наблюдения; 6 – детализационные профили атмогеохимической съемки: Г3 –

номер профиля; 25 – номер точки наблюдения. Выявленная газовая аномалия была прослежена по простиранию. На профиле Г3 она

обнаружена в интервале точек наблюдения 3 – 7 (см. рис. 3). Максимальная концентрация СО2 на этом профиле выявлена на точке 7, где она превысила фон в 5 раз.

На профиле Г2 по точкам газовой съемки проведены исследования анизотропии электропроводности грунтов методом СГДК-А. На удалении от газовой аномалии с шагом наблюдений в 5м пройден профиль структурно-геодинамического картирования С2 (см. рис. 3). Сравнение данных по этим двум профилям показало, что в пределах газовой аномалии происходит резкая смена направлений максимальной электропроводности грунтов. Аномалия К1 здесь достигает максимально возможного уровня. Эти данные позволяют говорить о высокой геодинамической активности аномальной зоны.

Выявленная газовая аномалия субпараллельна простиранию зоны малоамплитудных разрывных нарушений, выявленных в угольных пластах, и близко к ней расположена. В связи с этим можно сделать вывод, что данная тектоническая зона малоамплитудных разрывов сечет весь разрез горных пород, выходит к земной поверхности и отличается высокой геодинамической активностью и проницаемостью для газов.

Активность таких зон может существенно меняться во времени, установлены периоды активизации тектонических структур и связанных с ними опасных геодинамических явлений [6]. Концентрации газов могут существенно возрасти в весенний период активизации недр.

В зоне сочленения Донбасса с Приазовским блоком УЩ на участке Васильевского разлома проведен комплекс исследований включающий: съемки методом СГДК-А, анализ химического состава почвенных отложений, геологическое обследование обнажений горных пород. При этом изучены особенности вещественного состава горных пород и тектонические нарушения их залегания.


84

Расположение профилей СГДК и профилей литогеохимической съемки, а также геологическая ситуация на участке показаны на рисунке 4.

Рис. 4. Схема профилей СГДК-А и литогеохимической съемки участка Васильевского разлома: 1 – базальты девона; 2 – докембрийские гранитоиды; 3 – Васильевский взброс; 4 – разрывные нарушения, выявленные по результатам геологических исследований участка; 5 – профили литогеохимической съемки:

23 – номер профиля; 25 – номер точки отбора почвенных проб; 6 – Профили СГДК-А: ПР3 – номер профиля.

На участке пройдено 4 профиля СГДК-А. Профиль 1 задан вкрест простирания крупного

разлома - Васильевского взброса, разделяющего палеозойские отложения Донбасса и докембрийские гранитоиды Приазовского блока УЩ. Разлом в районе профиля вскрыт траншеей и доступен для геологического изучения. Нами установлено, что разлом представлен зоной интенсивно дислоцированных базальтов девона и гранитоидов докембрия шириной более 20 м. Южное крыло разлома скрыто под четвертичными образованиями мощностью более 6 м. В зоне дислокаций наблюдается тектоническая брекчия и милонитизация, интенсивная лимонитизация. Участками порода представлена сплошным лимонитом, по которому наблюдаются многочисленные тектонические трещины, выраженные зеркалами скольжения со штрихами и бороздами. Над разломной зоной наблюдается резкое увеличение мощности покровных отложений от 2 м до 6–7 м.

Исследования электропроводимости грунтов на профиле 1 выполнены с шагом 5 м на 52 точках наблюдения (рис. 5). Точка 25 профиля расположена в зоне максимальных дислокаций и лимонитизации пород, наблюдаемых нами в рядом расположенной траншее. В этой же точке выявлена наиболее интенсивная аномалия анизотропии электропроводности грунтов. Аномалия


85

характерна для всех показателей СГДК-А (К1, К2, К3). Наиболее ярко она выражена на графике мультипликативного показателя (рис. 5а).

По геологическим и геофизическим данным нами установлено, что разлом на данном участке простирается в широтном направлении. Анализ данных литогеохимических исследований почв показал, что на профиле 17 разлом наиболее ярко проявлен аномальными концентрациями 9 элементов: Ti, Ni, Co, Be, Mo, Y, Yb, Zn, Sr. При этом наиболее контрастные аномалии характерны для Sr, Ni, Be, Zn. Концентрация Sr превысила местный фон в 6 раз, Ni, Be, Zn – в 3 раза. Концентрации остальных элементов превысили фоновое значение в 1,5 – 2,5 раза.

Нами рассчитан мультипликативный показатель концентрации данных элементов по литохимическому профилю 17. Установлено, что наибольшие значения этого показателя приурочены к точкам 18 и 20 (рис. 5б). При этом ширина зоны влияния Васильевского разлома на состав и электропроводность почвенных отложений достигает 80м (см. рис.5).

К югу от Васильевского разлома в результате литогеохимических исследований установлено несколько аномалий разных химических элементов. Для выяснения природы некоторых из них пройден профиль СГДК-А 3 и проведено геологическое обследование обнажений горных пород. Результаты этих исследований показаны на рисунке 6.

На изученной площади установлены несколько геофизических аномалий. Наиболее контрастная аномалия СГДК-А выявлена в интервале пикетов 37-43 профиля 3. Эта аномалия приурочена к разрывному нарушению. На нее накладывается комплексная литохимическая аномалия 1 (Ti, Ni, Co, Sn, Cu) (см. рис. 6). При этом вблизи профиля СГДК-А аномалии Ti, Ni, Co превышают местный фон в 2 -2,5 раза, а концентрация Cu на точке 12 литохимического профиля 19 превышает фоновое значение в 5 раз.

Южнее литохимической аномалии 1 в районе пикета 78 профиля 3 СГДК-А в небольшом карьере, нами выявлено разрывное нарушение северо-западного простирания. Разрывное нарушение проявлено зоной дробления и ожелезнения гранитоидов. Нарушение пересекает профиль СГДК-А в районе пикета 78, где зафиксирована аномалия анизотропии электропроводности грунтов. Здесь же на литохимическом профиле 18 выявлена комплексная литохимическая аномалия 2 (Be, Y, Yb, Ni) (см. рис.6). Наибольшее превышение фона в этой аномалии характерно для Be. Концентрация этого элемента превышает местный фон в 2 раза, остальные элементы превышают фоновое значение в 1,5 раз.

В целом можно отметить, что на всей изученной площади наиболее контрастно в геофизическом и литохимическом полях проявлена зона Васильевского разлома. Разлом хорошо трассируется по простиранию геодинамическими зонами, выявляемыми методам СГДК-А. Васильевский взброс характеризуется повышенной геодинамической активностью и контрастными аномалиями многих тяжелых металлов. Исследованные мелкие разрывные нарушения проявлены в литохимическом поле менее контрастными аномалиями. Набор химических элементов, создающих аномальные концентрации над такими структурами, ограничен.

В окрестностях с. Старая Ласпа методом СГДК-А нами изучены несколько мелких разрывов северо-западного простирания и одно кимберлитовое тело. Большинство изученных разрывных нарушений хорошо проявлены аномалиями показателей К2, К3. Реже наблюдается совпадение всех трех аномалий – К1, К2, К3. В последнем случае аномальные зоны приурочены к более крупным разрывам.

На участке кимберлитового тела изучена геологическая ситуация. Установлены признаки неоднократной тектоно-магматической активизации, проявленной жилами и телами докембрийских пегматитов, девонских кимберлитов и пермских трахитов. Отмечаются и разновозрастные тектонические дислокации, проявленные зеркалами скольжения с различно ориентированными бороздами и штрихами скольжения. Анализ аномалий СГДК-А на участке показал и современную геодинамическую активность тектонических структур. Наиболее контрастны здесь аномалии К2 и К3, которые часто совпадают. Аномалии К1 значительно смещены по отношению к аномалиям К2 и К3, проявлены на одиночных точках и отличаются небольшой контрастностью.


86

Рис. 5. Результаты геофизической съемки (СГДК-А) и литогеохимических исследований почвенных отложений Васильевского разлома:

а) – план расположения профилей литогеохимической и геофизической съемок; б) – совмещенные (по разлому) графики мультипликативных показателей литогеохимической и геофизической съемок.

1 – зона Васильевского разлома по данным геологических исследований; 2 – зона проявления Васильевского разлома в литогеохимическом и геофизическом полях почвенных отложениях; 3 – профиль

литогеохимической съемки: 17 – номер профиля, 14 – номер пикета; 4 – профиль съемки СГДК-А: ПР1 – номер профиля, 52 – номер пикета; 5 – графики мультипликативных показателей литогеохимической и

геофизической (СГДК-А) съемок.


87

Рис. 6. Результаты геофизической съемки (СГДК-А) и литогеохимических исследований почвенных отложений южнее Васильевского разлома:

1 – гранитоиды докембрия; 2 – тело трахитов; 3 – разрывные нарушения; 4 – комплексные аномалии СГДК-А; 5 – комплексная литогеохимическая аномалия 1 (Ti, Ni, Co, Sn); 6 – литогеохимическая аномалия Cu; 7 – комплексная литогеохимическая аномалия 2 (Be, Y, Yb, Ni); 8 – профиль

литогеохимической съемки: 17 – номер профиля, 1 – номер пикета; 9 – профиль съемки СГДК-А: ПР3 – номер профиля, 60 – номер пикета;

В целом по результатам проведенных исследований можно сделать следующие выводы.

Геодинамические зоны, выявляемые методом СГДК-А, формируют комплексные аномалии показателей электромагнитного поля. Над крупными разрывными структурами отмечаются широкие контрастные аномалии всех трех показателей. Над мелкими разрывами наблюдаются одиночные контрастные аномалии 1-2 показателей СГДК-А. К аномалиям СГДК-А в почвах приурочены газовые аномалии СО2 . Газовые аномалии во времени изменяют свои параметры, что может быть использовано для прогноза активизации тектонических структур, с которыми связаны опасные газодинамические явления в угольных шахтах. Контрастные аномалии углекислого газа в почвах могут быть индикаторами скоплений метана в недрах угольных месторождений.

К аномалиям СГДК-А приурочены и литогеохимические аномалии. При этом к наиболее крупным комплексным аномалиям электромагнитного поля почвенных отложений приурочены наиболее контрастные литогеохимические аномалии многих элементов, часто превышающие предельно допустимые нормы для этих почв. Такие аномалии обычно связаны не с отдельными разрывами, а мощными тектоническими зонами дислокаций горных пород. Тектонические зоны отличаются современной геодинамической активностью, что и способствует накоплению тяжелых металлов в почвах. Как показывает анализ геологических материалов, к таким зонам может быть приурочено эндогенное оруденение.


88

Полученные данные показывают, что структурно-геодинамические исследования методом СГДК-А в комплексе с геохимическими исследованиями почв позволяют прогнозировать разрывные нарушения и скопления полезных ископаемых в недрах, а также участки нарушений и загрязнений почвенных отложений.


1. Алексеенко В.А. Экологическая геохимия: Учебник / В.А. Алексеенко. – М.: Логос, 2000. – 627 с. 2. Алехин В.И. Геодинамическое картирование: методы и аппаратура / В.И. Алехин, А.Я. Аноприенко, А.В.

Анциферов и др. – Донецк: ДонНТУ, Технопарк ДонГТУ «Унитех», 2007. – 144 с. 3. Гавриш В.К. Особенности атмогеохимического поля Опошнянского газоконденсатного месторождения в

Днепровско-Донецкой впадине / В.К. Гавриш, Л.А. Добрянский, В.И. Алехин и др. // Докл. АH УССР, Сер.Б. – 1989. – 1. – С. 7-10.

4. Гавриш В.К. Атмогеохимическое прогнозирование неотектонически активных зон в Донбассе, Днепровско-Донецкой впадине и других регионах / В.К. Гавриш, Ю.С. Рябоштан, В.И. Алехин и др. // Препринт. – Киев: АН УССР, Ин-т геол. наук, 1990. – 43 с.

5. Корчемагин В.А. Структурно-тектонофизические исследования для прогноза газоносности и горно-геологических условий на полях шахт Донецко-Макеевского района / В.А. Корчемагин, В.И. Алехин, И.О. Павлов // Геотехническая механика: Межвед. сб. научн. тр. / Ин-т Геотехнической механики им. Н.С.Полякова НАН Украины. – Днепропетровск, 2010. – Вып. 81. – С. 209-217.

6. Селюков Е.И. Краткие очерки практической микрогеодинамики / Е.И. Селюков, Л.Т. Стигнеева. – СПб.: Питер, 2010. – 56 с.


В. І. Альохін, Я. В. Ребенко, К. В. Шелест, В. О. Андрійко, Є. С. Луньов

Донецький національний технічний університет, Донецьк, Україна

Структурно-геодинамічні умови формування геохімічних аномалій в грунтах та їх значення для рішення геологічних та екологічних завдань

Показані результати структурно-геодинамічних досліджень на ділянках атмогеохімічних та літогеохімічних аномалій. Встановлено зв'язок геохімічних аномалій з розривними дислокаціями, які виявляються азимутальним методом структурно-геодинамічного картування. Встановлено збагачення ґрунтів важкими металами над активними тектонічними структурами. Отримані дані дозволяють прогнозувати розривні порушення і скупчення корисних копалини в надрах, ділянки порушень і забруднень ґрунтових відкладень.

Ключові слова: геодинамічна зона, розривні дислокації, геохімічна аномалія, зруденіння, забруднення ґрунтів.

V. I. Alyohin, Y. V. Rebenko , K. V. Shelest, V. A. Andriyko, E. S Lunyov


Structural-geodynamic conditions of formation of geochemical anomalies in soil and their value for the decision of geological and ecological tasks

The results of structural-geodynamic researches on the areas of atmogeochemical and litogeochemical anomalies are presented. Connection of geochemical anomalies with break dislocations is set, which by the azimuthal method of structural-geodynamic mapping have been found. Enriching of soils by heavy metals above active tectonic structures is set. Findings allow forecasting break dislocations and accumulations of minerals in the bowels of the earth, areas of violations and contaminations of soil deposits.

Keywords: geodynamic zones break dislocations, geochemical anomaly, mineralization, contaminations of soils.


89

УДК 332:2

О. І. Митрофанова, М. О. Пілічева ДВНЗ «Донецький національний технічний університет», Донецьк, Україна

Аналіз можливості застосування європейського досвіду щодо викупу земельних ділянок для

суспільних потреб

У статті проведено дослідження чинного законодавства України та Європейських країн стосовно проблеми викупу земельних ділянок для суспільних потреб. Визначені ключові характерні ознаки Європейського законодавства, виявлено певні недоліки існуючого в Україні законодавства, сформульовано рекомендації щодо усунення виявлених недоліків за допомогою досвіду Швеції.

Ключові слова: законодавство, земельні ділянки.

Вступ та постановка проблеми. Однією з основних задач земельної реформи в Україні є подолання монополізації державної форми власності на землю. Як наслідок реалізації реформи, за останні роки значно виріс відсоток приватної власності на землі (більше 50%). При цьому Конституція України [1] забезпечує захист приватної власності. Але для розвитку соціальних, інженерних і транспортних мереж, формування різноманітних захисних зон, проведення геологорозвідувальних робіт та забезпечення інших цілей суспільства (наприклад, для розміщення об’єктів інфраструктури для проведення в Україні чемпіонату з футболу Європи 2012 року) може виникнути необхідність викупу земельних ділянок у приватних власників без порушення їх інтересів. Чинні раніше статті Земельного кодексу України [2] та Цивільного процесуального кодексу України [3], які врегульовували викуп земельних ділянок для суспільних потреб та їх примусове відчуження з мотивів суспільної необхідності, не повністю забезпечували регулювання подібних відносин. У зв’язку з цим Верховною Радою України було прийнято Закон «Про відчуження земельних ділянок, інших об’єктів нерухомого майна, що на них розміщені, які перебувають у приватній власності, для суспільних потреб чи з мотивів суспільної необхідності» від 17 листопада 2009 року [4].

Цей закон визначає правові, організаційні та фінансові засади регулювання суспільних відносин, що виникають у процесі відчуження земельних ділянок, інших об’єктів нерухомого майна, що на них розміщені, які перебувають у власності фізичних або юридичних осіб, для суспільних потреб чи з мотивів суспільної необхідності.

Аналіз останніх досліджень та публікацій. Проблемі викупу земельних ділянок для суспільних потреб приділяється значна увага вченими нашої країни та інших країн. Попри той факт, що інститут примусового викупу у зарубіжних країнах існує давно, але питання стосовно справедливої компенсації та захисту законних прав людини на приватну власність гостро стоять і в зарубіжних країнах. В нашій країні питанням покупки земельних ділянок для суспільних потреб займаються багато вчених, наприклад Лізунова А. П. [5, 6], Мартин А. [7], Мірошниченко А. М. [8], Федорович В. І. [9] та інші. Але більшість робіт цих вчених присвячені вилученню земель для суспільних потреб ще до прийняття спеціального закону України [4], де вони розглядають процедуру та умови викупу, виявляють недоліки та пропонують новий організаційно-правовий механізм викупу земельних ділянок для суспільних потреб.

Багато уваги поставленій проблемі приділяється і в зарубіжних країнах. Колективом провідних вчених Організації по продовольству та сільському господарству Об’єднаних націй (The Food and Agriculture Organization of the Union Nations (FAO)) розроблено посібник «Примусове відчуження земельних ділянок та компенсація» [10], в якому повно розглянуті питання, пов’язані з поняттям, цілями, компетенцією та процесом примусового відчуження. Особлива увага приділяється оцінці та визначенню розміру компенсації земельних ділянок різного цільового призначення.


90

Протягом декількох років (2007-2010 роки) Інтернаціональною федерацією геодезистів (The International Federation of Surveyors (FIG)) проводились конференції та дискусії науковців та провідних фахівців в галузі землевпорядкування та земельного права Європи. На цих конференціях було розглянуто основні принципи та процедури викупу та відшкодування вартості викуплених земельних ділянок в різних країнах. За підсумком конференцій найуспішнішій досвіт Європейських країн в цій сфері було представлено в посібнику «Примусовий викуп та компенсація. Рекомендації для успішної практики» [11].

Метою цієї публікації є порівняння законодавства України та Європейських країн (на прикладі Швеції, як однієї з розвинених країн в сфері земельних відносин та кадастру) стосовно проблеми викупу земельних ділянок для суспільних потреб, виявлення недоліків та розробка рекомендацій щодо усунення виявлених недоліків за допомогою досвіду Європейських країн.

Виклад основного матеріалу. Основним і єдиним законодавчим актом у сфері регулювання відносин щодо викупу земельних ділянок для суспільних потреб в Україні є Закон «Про відчуження земельних ділянок …» [4]. Цей закон має загальний характер і поширюється на всі випадки викупу земельних ділянок приватної власності для суспільних потреб та з мотивів суспільної необхідності. При цьому немає чіткого розподілу понять «суспільна потреба» (обумовлена загальнодержавними інтересами або інтересами територіальної громади потреба) та «суспільна необхідність» (обумовлена загальнодержавними інтересами або інтересами територіальної громади виключна необхідність), що сприяє у багатьох випадках фактично позбавленню прав власника (у разі недосягнення його добровільної згоди на викуп земельної ділянки чи об’єктів нерухомості, розміщених на ній) на ці об’єкти [9].

Характерною ознакою Європейських країн є детальна регламентація на законодавчому рівні усіх питань щодо відчуження земельної власності. Так у Швеції для регулювання питань стосовно примусового викупу земельних ділянок існує біля 20 законодавчих актів (законів), кожний з яких більш детальніше розглядає певну сферу правових відносин [12] та розглядає конкретні цілі, для яких проводиться викуп земельних ділянок для суспільних потреб, так наприклад:

– базові положення щодо примусового викупу розглянуто у законі «Про експропріацію»; – питання щодо змін у розподілі земель між власниками врегульовані законом «Про формування нерухомості»;

– відносини у сфері будівництва та розвитку територій, пов’язані із реалізацією проектів викупу земельної власності для суспільних потреб, детально врегульовані законами «Про планування та будівництво» та «Про спільний земельний розвиток»;

– складні питання у сфері формування та забезпечення інфраструктури на територіях реалізації проектів викупу врегульовані цілою низкою законодавчих актів: «Про планування та будівництво», «Про дороги», «Про будівництво залізниці», «Про сервітути для комунальних споруд», «Про спільні засоби обслуговування (споруди)»;

– відносини у сфері використання природних ресурсів врегульовані Кодексом «Про навколишнє середовище», законом «Про водні підприємства (спеціальні положення)», законом «Про корисні копалини».

До однієї із суттєвих відмінностей застосування українського закону [4] від шведського законодавства є те, що в Україні примусовий викуп земельних ділянок для суспільних потреб розглядається як окрема процедура, яка може бути ініційована у будь який час и не пов’язана із проектуванням, розробкою та реалізацією генеральних планів населених пунктів, планів зонування територій і детальних планів територій. В той же час в Швеції примусовий викуп земельних ділянок відбувається частіше за все на етапі проектування детального плану розвитку території і рідше на етапі впровадження такого плану. Отже у Шведському законодавстві, примусовий викуп є одним із етапів планування розвитку території. Цей підхід дозволяє комплексно вирішувати ключові питання облаштування та розвитку територій населеного пункту: перерозподіл земель для задоволення потреб населення і бізнесу, формування та розвиток інфраструктури та інш.

Відповідно до Закону України [4] об’єктом викупу може бути земельна ділянка, її частина, житловий будинок, інші будівлі, інші споруди чи багаторічні насадження, розміщені на ній, які перебувають в приватній власності. У разі, коли викуповується частина земельної ділянки, а решта


91

площі земельної ділянки не може раціонально використовуватись за цільовим призначенням, власник земельної ділянки може вимагати від органу, який викуповує частину земельної ділянки, викупу всієї земельної ділянки. Аналогічне правило діє і в Швеції.

Наступним критерієм порівняння українського та шведського законодавства є процедура викупу. Законом України [4] врегульовано дві процедури стосовно відчуження земельних ділянок, інших об’єктів нерухомого майна, які перебувають у приватній власності:

– викуп земельних ділянок у випадку згоди власника шляхом укладення договору купівлі-продажу чи іншого правочину;

– примусове відчуження земельних ділянок за рішенням суду, якщо власник не згоден з угодою.

Тоді як в Швеції завжди укладається договір купівлі-продажу чи іншого правочину, а в випадках не згоди власника з метою примусової купівлі та сумою (формою) компенсації або порушень процедури, він має гарантоване законодавством право звернутися до суду.

Аналіз закону [4] дозволяє виділити такі етапи процедури викупу земельної ділянки для суспільних потреб в Україні:

1. Планування та прийняття рішення. Уряд або спеціальні управління подають клопотання з проханням викупу певної земельної ділянки. На даному етапі виявляється місцерозташування земельної ділянки та її розмір. Протягом місяця уряд приймає рішення відносно покупки землі.

2. Повідомлення. Повідомлення (в письмовій формі) надсилається всім власникам земельних ділянок, які мають відношення до покупки земельної ділянки. Це повинно бути виконано протягом 5 днів після прийняття рішення, але не пізніше 3 місяців перед укладанням угоди щодо покупки земельної ділянки.

3. Оцінка та переговори стосовно компенсації. Земельна ділянка оцінюється відповідною установою, яка має ліцензію на проведення землеоціночних робіт. Проводяться переговори відносно компенсації, часу та умовах покупки.

4. Угода купівлі-продажу і оплата компенсації. Уряд сплачує викупну ціну в повному обсязі та/або пропонує іншу альтернативну земельну ділянку або нерухоме майно. Угода купівлі-продажу або угода обміну між урядом та власником повинна бути нотаріально посвідчена і зареєстрована у Державному реєстрі прав.

5. Вступ у право власності. Уряд вступає у право власності земельною ділянкою. 6. Повернення. Попередній власник земельної ділянки має право викупити цю земельну ділянку в випадку, якщо потреба у використанні такої земельної ділянки відпала.

В Швеції, на відміну від України, на першому етапі (планування та прийняття рішення) здійснюється економічна оцінка запланованого проекту, і в випадку його економічної неефективності – даний проект не буде проваджуватися. На другому етапі, окрім повідомлення усіх зацікавлених власників земельних ділянок щодо мети відчуження, процедури та важливих дат, проводяться публічні зустрічі та обговорення, які дають можливість власникам дізнатися більше про проект, висловити свої думки щодо проекту та уявлення про компенсацію. Наступні три етапи (оцінка та переговори відносно компенсації, угода купівлі-продажу і оплата компенсації, вступ у право власності) такі самі, як і в Україні. Далі йде додатковий етап Оскарження, де власники мають можливість оскаржити примусове відчуження, в тому числі рішення про відчуження, процедуру відчуження та суму запропонованої компенсації. І останній етап, як і в Україні, – повернення.

Доцільно також розглянути ще один критерій порівняння українського та шведського законодавства, який стосується проведення оцінки та визначення суми компенсації. Ці питання є найбільш проблематичними і недостатньо врегульованими у чинному законодавстві України. Відповідно до закону [4], у випадку викупу земельної ділянки, об’єктів нерухомості для суспільних потреб вартість об'єктів може бути відшкодована власнику:

– у грошовій формі; – в формі рівноцінної земельної ділянки; – в формі об’єкта нерухомого майна.


92

За згодою власника йому може бути передано у власність іншу земельну ділянку, інші об'єкти нерухомого майна більшої вартості (але не більше ніж на 10 відсотків від їх експертної оцінки), що передбачає виплату власником різниці у вартості такого майна, або меншої вартості, що передбачає виплату власнику різниці у вартості такого майна.

Орган, який прийняв рішення про викуп земельної ділянки для суспільних потреб, зобов'язаний відшкодувати фізичним та юридичним особам - власникам та користувачам суміжних земельних ділянок збитки, що були їм завдані внаслідок викупу земельної ділянки для суспільних потреб.

Відповідно до ст.5 Закону [4], викупна ціна (компенсація) включає:

– вартість земельної ділянки (її частини), житлового будинку, інших будівель, споруд, багаторічних насаджень, що на ній розміщені,

– збитки, які були завдані власнику внаслідок викупу земельної ділянки, у тому числі збитки, що будуть завдані власнику у зв'язку з достроковим припиненням його зобов'язань перед третіми особами, зокрема упущена вигода, у повному обсязі.

У разі надання власнику іншої земельної ділянки замість відчуженої у викупну ціну включається вартість виготовлення документації із землеустрою, розроблення якої необхідне для отримання у власність такої земельної ділянки, а також витрати, пов'язані з державною реєстрацією прав на неї.

У чинному законодавстві України зовсім не врегульовано питання щодо визначання виду вартості земельної ділянки, яка повинна визначатися у випадку примусового викупу. Відповідно до ст. 5 закону України [4], вартість земельної ділянки (її частини) визначається на підставі її експертної грошової оцінки, проведеної відповідно до закону. Таким законом є Закон України «Про оцінку земель» [13], який визначає у ст. 1, що експертна грошова оцінка земельних ділянок - результат визначення вартості земельної ділянки та пов'язаних з нею прав оцінювачем (експертом з питань оцінки земельної ділянки) із застосуванням сукупності підходів, методів та оціночних процедур, що забезпечують збір та аналіз даних, проведення розрахунків і оформлення результатів у вигляді звіту. Відповідно до ст. 19 цього закону, експертна грошова оцінка земельних ділянок проводиться на основі таких методичних підходів:

– капіталізація чистого операційного або рентного доходу; – зіставлення цін продажу подібних земельних ділянок; – урахування витрат на земельні поліпшення.

Але питання виду вартості залишається не визначеним на рівні законів. Комплексний аналіз підзаконної нормативної бази щодо оцінки, дозволяє нам дійти до такого висновку. Відповідно до п. 11 Національного стандарту 1 «Загальні засади оцінки майна і майнових прав», оцінка проводиться із застосуванням бази, що відповідає ринковій вартості або неринковим видам вартості. Вибір бази оцінки передує укладанню договору на проведення оцінки майна. Вибір бази оцінки залежить від мети, з якою проводиться оцінка майна, його особливостей, а також нормативних вимог. У разі коли у нормативно-правових актах з оцінки майна, договорі на проведення оцінки майна або ухвалі суду не зазначається вид вартості, який повинен бути визначений у результаті оцінки, визначається ринкова вартість [14]. Але, як зазначається у цьому ж Національному стандарті, використання ринкової вартості як бази оцінки під час укладання договору на проведення оцінки майна можливе за умови відповідності угоди, у зв'язку з якою проводиться оцінка, змісту поняття ринкової вартості [14]. Цілком зрозуміло, що угода стосовно викупу або примусового відчуження земельної ділянки не може вважатися як така, що відповідає поняттю ринкової вартості. Отже питання щодо визначення виду вартості та методик її розрахунку потребує подальшого дослідження і врегулювання на законодавчому рівні.

В Швеції компенсація вираховується як ринкова вартість земельної ділянки або як зниження ринкової вартості для частини земельної ділянки. При цьому до ринкової вартості додається надбавка у розмірі 25 відсотків від ринкової вартості земельної ділянки. Ця надбавка враховує погіршення навколишнього середовища, яке відбулося при проведенні запланованого проекту. В деяких випадках суміжним власникам земельних ділянок також виплачується компенсація за погіршення навколишнього середовища. Також в Швеції широко використовується спосіб компенсації «розділення доходу». Він використовується для випадків, коли земельна ділянка купується у одного приватного власника іншим приватним власником (на відміну від


93

України, де купувати має право тільки органи виконавчої влади чи органи місцевого самоврядування). При цьому покупець має значний доход. Сутність цього способу «розділення доходу» полягає у поділі доходу, що отримує покупець, між покупцем та продавцем. Існує багато методів такого поділу, і в багатьох випадках сума компенсації складає значно більшу суму компенсації, ніж ринкова вартість або зниження ринкової вартості земельної ділянки, що викуповується.

Висновки. Підводячи підсумок проведеного аналізу, слід зробити такі висновки: В цілому концепція Закону України «Про примусове відчуження …» [4] відповідає

світовим вимогам щодо регулювання відносин у сфері примусового викупу земель для суспільних цілей. Проведений аналіз дозволяє виділити певні недоліки існуючого в Україні законодавства:

1. Немає чітких методичних рекомендацій стосовно процедури переговорів між урядом та власником (власниками) земельної ділянки.

2. Законодавство не дає можливості власникам і користувачам оскаржити прийняте рішення або розмір компенсації при відчуженні земель для суспільних потреб.

3. Жодним законодавчим актом не врегульовано питання щодо визначання виду вартості земельної ділянки, яку потрібно розраховувати у випадку примусового викупу, як наслідок – чітко не визначено методика і процедура відповідних розрахунків.

4. Принципи визначення компенсації не включають оцінку розміру компенсації внаслідок встановлення різних обмежень у використання та збитків, пов’язаних з погіршенням навколишнього середовища.

Для усунення зазначених вище недоліків законодавства України, доцільним є врахування досвіду примусової покупки в Швеції. Базуючись на проведеному аналізі, вважаємо за необхідне забезпечити в українському законодавстві врегулювання таких важливих питань як можна швидше:

1. Організаційно-процедурне забезпечення проведення публічних мітингів, де люди зможуть дізнатися більше о проектах; получити відповіді на питання відносно процесу, процедури та визначення компенсації; та висловити свою власну думку.

2. Детальне врегулювання процесу апеляції. Законодавство повинно означати ситуації, в яких особа має право апелювати проти цілей проекту; проти процедур, за допомогою яких проводиться відчуження; і проти розміру компенсації.

3. Забезпечення більшої прозорості процесу визначення компенсації. Більш детальної регламентації потребує визначення виду вартості та методів оцінки земельних ділянок (їх частин). В деяких випадках доцільним є використання принципу «розділення доходу». В розмірі компенсації слід враховувати збитки, пов’язані з погіршенням навколишнього середовища, та стандартну надбавку у розмірі не менш ніж 25 відсотків від вартості земельної ділянки.


1. Конституція України від 28 червня 1996 року // Відомості Верховної Ради України (ВВР), 1996, N 30, стаття. 141

2. Земельний Кодекс України від 25 жовтня 2001 року N 2768-III // Відомості Верховної Ради України вiд 25.01.2002 - 2002 р., 3, стаття 27

3. Цивільний процесуальний Кодекс України від 18 березня 2004 року N 1618-IV // Відомості Верховної Ради України вiд 08.10.2004 - 2004 р., 40, / 40-42 /, стор. 1530, стаття 492

4. Закон України «Про відчуження земельних ділянок, інших об'єктів нерухомого майна, що на них розміщені, які перебувають у приватній власності, для суспільних потреб чи з мотивів суспільної необхідності» від 17 листопада 2009 року N 1559-VI // Відомості Верховної Ради України (ВВР), 2010, N 1, ст.2

5. Лізунова А.П. Примусове вилучення земель для суспільних проблем в Європейських країнах// [Електронний ресурс], 2011. Режим доступу:http://www.nbuv.gov.ua/portal/natural/Npdntu_gg/2010_12/articles%5Clizunova.pdf

6. Лізунова А.П. Становлення законодавства України відносно відчуження обєктів права власності для суспільних потреб// [Електронний ресурс], 2011. Режим доступу:http://www.nbuv.gov.ua/portal/natural/MTP/2009_34/pdf/ mtp3438.pdf


94

7. Мартин А. Проблеми організаційно-правового механізму викупу земельних ділянок для суспільних потреб // [Електронний ресурс], 2011. Режим доступу: http://zsu.org.ua/index.php?option=com_content&view=article&id= 430:2011-01-12-16-01-54&catid=62:2011-01-12-14-57-08&Itemid=87

8. Юрченко А.Д., Мірошниченко А.М. Соціально-економічні та правові аспекти мораторію на відчуження приватних земель сільськогосподарського призначення // [Електронний ресурс], 2011. Режим доступу: http://law.univ.kiev.ua/userfiles/file/Library/Miroshnychenko,%20Yurchenko_Moratorium.doc

9. Федорович В.І. Правове регулювання викупу земельних ділянок для потреб, пов’язаних з проведенням чемпіонату Європи 2012 року з футболу в Україні //[Електронний ресурс], 2011. Режим доступу:http://univer.km.ua/ konference/t_2374.doc

10. FAO (2009) Compulsory acquisition of land and compensation. FAO Land Tenure Studies 10. Food and Agriculture Organization of the United Nations, Rome.

11. Viitanen, K., Falkenbach, H. & Nuuja, K. (Eds.) (2010) Compulsory Purchase and Compensation – Recommendations for Good Practice. FIG publication no 54.

12. Kalbro, T., Sjödin, E., Norell, L. & Paulsson, J. (2011) Compulsory Acquisition and Compensation. Second edition. Real Estate Planning and Land Law, KTH, Stockholm.

13. Закон України «Про оцінку земель» від 11.12.2003 1378-ІV// Відомості Верховної ради України (ВВР) від 09.04.2004. - 2004, 15, ст. 229.

14. Національний стандарт 1 "Загальні засади оцінки майна і майнових прав". Затверджено Постановою Кабінету Міністрів України від 10 вересня 2003 р. 1440// Урядовий кур'єр вiд 15.10.2003 - 193.


Е. И. Митрофанова, М. О. Пиличева

Анализ возможности использования европейского опыта в сфере викупа земельных участков для общественных потребностей

В статье проведено исследование действующего в Украине и Европейских странах законодательства, посвященного проблемам выкупа земельных участков для общественных потребностей. Определены ключевые характеристики Европейского законодательства, выявлены определенные недостатки существующего в Украине законодательства, сформулированы рекомендации по урегулированию выявленных недостатков, основываясь на опыте Швеции.

Ключевые слова: законодательство, земельные участки.

O. I. Mytrofanova, M. O. Pilicheva

Analysis of opportunities for use of european experience regarding compulsory purchase of land parcels for public needs

Investigation of current Ukrainian and European legislation regarding problems with compulsory purchase of land parcels for public needs has been provided in the article. Key characteristics of European legislation are defined. Certain limitations of current Ukrainian legislation are identified. Recommendations concerning resolving of legislative problems, based on Swedish experience have been formulated.

Keywords: legislation, land parcels.


95

УДК 332:2

Е. И. Митрофанова, Е. А. Гермонова ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет», Донецк, Украина

Концепция новой учебной программы подготовки магистров «Земельное управление»

В статье определены проблемы осуществления земельной реформы на современном этапе, вызванные недостатками кадрового обеспечения земельного управления. На основании формулировки концепции земельного управления, определены область и объекты профессиональной деятельности магистров земельного управления. Предложена структура и содержание учебной программы магистров «Земельное управление», основанная на инновационном междисциплинарном подходе.

Ключевые слова: учебная программа, земельное управление.

Введение и постановка проблемы. Провозглашенная в конце 1990 г. земельная реформа является составной частью экономической реформы, осуществляемой в Украине в связи с переходом экономики государства к рыночным отношениям. Заданием этой реформы является перераспределение земель с одновременной передачей их в частную и коллективную собственность, а также в пользование предприятиям, учреждениям и организациям с целью создания условий для равноправного развития разных форм хозяйствования на земле, формирование многоукладной экономики, рационального использования и охраны земель [1]. Анализ проведения земельных преобразований в стране за 20 лет свидетельствует о том, что основная цель земельной реформы – рациональное использование и охрана земель так и остались не достигнутыми. По мнению аналитиков земельных преобразований [2], со времени провозглашения независимости и до сегодняшнего дня в Украине не было и нет взвешенной, научно обоснованной государственной политики, направленной на утверждение нового земельного порядка, присущего демократическому, правовому государству, гарантирование каждому защиты прав на землю, утверждение законности в земельных отношениях, обеспечение прогрессивного социально-экономического развития страны, охраны земли как территориальной основы государственного суверенитета и основного национального богатства. В Концепции Государственной целевой программы развития земельных отношений в Украине на период до 2020 г. определены основные проблемные вопросы реализации земельной реформы в стране [3]:

– незавершенность процессов реформирования экономических и правовых отношений собственности;

– несовершенность системы государственного управления в сфере использования и охраны земель, земельного законодательства и инфраструктуры рынка земель;

– неразвитость автоматизированной системы ведения государственного земельного кадастра; – отсутствие механизма экономического стимулирования использования и охраны земель; – низкие темпы внедрения рационального землепользования.

Анализ причин возникновения перечисленных проблем свидетельствует о серьезных недостатках в области кадрового обеспечения проводимых преобразований. Будущая земельная политика Украины должна быть ориентированная на повышение эффективности использования земель. Такое повышение может быть достигнуто путем землеустроительных действий [2]. Об этом свидетельствует исторический опыт: все успешные земельные реформы (включая Столыпинскую реформу) были связаны с проведением широкомасштабного землеустройства, осуществляемого квалифицированными специалистами. Таким образом, успех проводимой в стране земельной реформы во многом предопределяется качеством образования соответствующих специалистов.

Актуальным является критический анализ содержания образовательной подготовки специалистов, вовлеченных в процессы земельных преобразований; выявление пробелов в


96

образовании и разработка новых учебных программ, ориентированных на максимальное удовлетворение потребностей различных секторов государственного управления и землеустроительного производства в высококвалифицированных специалистах.

Анализ последних исследований и публикаций. Проблемам землеустроительной науки и образования посвящены работы таких украинских ученых: Флекея З., Мартына А., Дороша И., Канаша А., Третьяка А. и др. В работах этих ученых выполнен анализ существующих программ подготовки специалистов, особой критике подвергается подготовка землеустроителей в технических вузах, сформулированы предложения по совершенствованию перечня направлений подготовки специалистов в области знаний «Геодезия и землеустройство». Однако так и остается не исследованным концептуальный вопрос содержания магистерской программы подготовки современных землеустроителей.

Целью этой статьи является анализ профессиональной деятельности магистров, разработка концепции новой программы обучения магистров и определение ее содержания.

Изложение основного материала. В соответствии с Законом Украины «О высшем образовании» [4, ст. 1], высшее образование - уровень образования, который приобретается лицом в высшем учебном заведении в результате последовательного, системного и целенаправленного процесса усвоения содержания обучения, …, и завершается получением определенной квалификации по итогам государственной аттестации. Содержание высшего образования обусловлено целями и нуждами общества, включает систему знаний, умений и навыков, профессиональных, мировоззренческих и гражданских качеств, которая должна быть сформирована в процессе обучения с учетом перспектив развития общества, науки, техники, технологий, культуры и искусства [4, ст. 1].

Проецируя положения указанного закона на проблемы высшего образования специалистов в области землеустройства, можно с уверенность сказать, что содержание высшего образования землеустроителя на уровне магистратуры должно быть направлено на обеспечение таких знаний, умений и навыков, которые необходимы и достаточны для решения проблем, сформулированных в Концепции Государственной целевой программы развития земельных отношений в Украине на период до 2020 г. [3].

Магистр – образовательно-квалификационный уровень высшего образования лица, которое на основе образовательно-квалификационного уровня бакалавра получило полное высшее образование, специальные умения и знания, достаточные для выполнения профессиональных задач и обязанностей (работ) инновационного характера определенного уровня профессиональной деятельности, которые предусмотрены для первичных должностей в определенном виде экономической деятельности [4, ст. 8].

Исходя из перечисленных выше проблем реализации земельных преобразований в стране, сформулируем понятие и содержание учебной программы подготовки магистров «Земельное управление», направленной на обеспечение сответствующих уровней управления и землеустроительного производства квалифицированными кадрами. Земельное управление базируется на трех составляющих (рис. 1).

ЗЕМЕЛЬНОЕ УПРАВЛЕНИЕ

Земельная политика

Земельный менеджмент

Земельное администриро-

вание

Рис. 1. Составляющие земельного управления


97

Государственная земельная политика - это деятельность органов государственной власти и органов местного самоуправления в сфере земельных отношений, направленная на рациональное использование и охрану земель, обеспечение продовольственной безопасности страны и создание экологически безопасных условий для хозяйственной деятельности и проживания граждан государства. Эффективная государственная земельная политика является неотъемлемой составляющей государственного управления социально-экономическим развитием Украины, обеспечивает важные условия развития инфраструктуры экономики и жизнедеятельности общества, играет немаловажную роль в наполнении государственного и местных бюджетов, может стать инструментом укрепления административного устройства Украины.

Земельный менеджмент – это интеграционный процесс, направленный на решение социальных, эколого-экономических задач в сфере землепользования. Основными функциями земельного менеджмента являются:

– планирование; – организация; – мотивация; – контроль.

Термин «земельное администрирование» означает сбор, накопление, обработку и распространение данных о недвижимой собственности, стоимости, использовании земли и ее улучшений. Термин «земельное администрирование» ассоциируется с такими видами деятельности как формирование объектов недвижимости в целях их идентификации; ведение кадастра недвижимости; регистрация прав на недвижимость, обременений этих прав; сбор, накопление и распространение экономической информации о недвижимости, в том числе путем оценки.

Определив структуру и содержание земельного управления, можно сформулировать область и объекты профессиональной деятельности специалистов «Земельного управления».

Область профессиональной деятельности магистров в области земельного управления включает:

– земельно-имущественные отношения; – систему управления земельными ресурсами и объектами недвижимости; – организацию территории землепользований; – прогнозирование, планирование и проектирование землепользования, рационального использования и охраны земель;

– учет, оценку и регистрацию объектов недвижимости; – топографо-геодезическое и картографическое обеспечение землеустройства и кадастра; – позиционирование объектов недвижимости, кадастровые съемки, формирование кадастровых информационных систем;

– межевание земель и формирование иных объектов недвижимости; – правоприменительную деятельность по установлению права собственности и контролю использования земельных участков и иных объектов недвижимости;

– инвентаризацию объектов недвижимости; – мониторинг земель и иной недвижимости; – налогообложение объектов недвижимости; – риэлтерскую, оценочную и консалтинговую деятельность в сфере земельно-имущественного комплекса. Объектами профессиональной деятельности магистров являются:

– земельные ресурсы и другие виды природных ресурсов; – категории земельного фонда; – территории административных образований; – территориальные зоны; – зоны с особыми условиями использования территорий; – зоны специального правового режима; – землепользования и земельные участки в зависимости от целевого назначения и разрешенного использования;

– земельные угодья; – единые объекты недвижимости и кадастрового учета; – информационные системы и технологии кадастра недвижимости; – геодезическая и картографическая основы землеустройства и кадастра недвижимости.


98

Для обеспечения необходимыми знаниями, навыками и умениями магистров в области земельного управления, нами был принят новый инновационный (междисциплинарный) подход к разработке учебной программы в рамках международного проекта Темпус «Развитие системы образования по вопросам управления земельными ресурсами в Македонии и Украине» (регистрационный номер 159184-2009- TEMPUS-SE-JPCR) [5].

Учитывая то, что в Украине землеустроителей готовят технические и аграрные вузы, в рамках учебной программы предусматривается две специализации: одна – с акцентом на управление застроенными территориями (в технических вузах), вторая с акцентом на управление сельскими территориями (в аграрных вузах) (рис. 2).

Прежде всего, основу новой учебной программы составляет блок правовых дисциплин, комплексно обеспечивающий все три составляющие земельного управления: земельную политику, земельный менеджмент и земельное администрирование. Основная направленность правовых учебных дисциплин – регулирование общественных отношений по поводу земельной собственности, что предусматривает:

1) В сфере земельной политики – изменение собственности, изменение прав (законодательство в области недвижимости, базирующееся на гражданском праве);

2) В сфере земельного менеджмента – формирование собственности, изменение границ (землеустроительное и кадастровое законодательство);

3) В сфере земельного администрирования – изменения в использовании собственности, связанные с установлением общественных ограничений, регулированием, планированием (публичное право, включающее законодательство по охране окружающей среды и планированию использования земель, строительное законодательство и природно-ресурсное законодательство).

Блок правовых дисциплин

Блок экономических дисциплин

1) Законодательство в области недвижимости

1) Экономика земельных ресурсов

2) Кадастровое и землеустроительной законодательство

2) Рынок недвижимости

3) Законодательство по охране окружающей среды и планированию использования

земель

3) Оценка недвижимости

4) Строительное законодательство (Т*)/ Природно-ресурсное

законодательство (А**)

Блок интегрированных

(планировочно-технических) дисциплин

1) Управление земельными ресурсами, часть 1 и часть 2 2) Кадастрово-регистрационные системы в управлении

земельными ресурсами

3) Земельные информационные системы 4) Управление проектами 5) Инфраструктура урбанизированных территорий (Т)/

Развитие малых населенных пунктов (А)

6) Принудительное изъятие урбанизированных земель (Т)/ Принудительное изъятие сельских земель (А)

7) Устойчивое развитие городов (Т)/ Устойчивое развитие сельских населенных пунктов (А)

8) Развитие недвижимости (Т)/ Консолидация земель (А) 9) Использование ГИС в оценке земель

Рис. 2. Содержание учебной программы (Т) – учебная дисциплина для технических вузов; (А) – учебная дисциплина для аграрных вузов


99

Концепция правового обеспечения земельного управления наглядно представлена на рис. 2.

СОБСТВЕННОСТЬ СЕГОДНЯ

Изменение собственности – изменение прав:

Гражданское право

Формирование собственности – изменение границ: Землеустроительное

и кадастровое законодательство

Изменение использования -

ограничения, планы, регулирование:

Публичное право

НОВЫЕ ОТНОШЕНИЯ ПО ПОВОДУ СОБСТВЕННОСТИ ЗАВТРА

Рис. 3. Концепция правового обеспечения земельного управления Остальные учебные дисциплины условно можно разделить на блок экономических и блок

планировочно-технических дисциплин. Любая деятельность, связанная с реализацией проектов земельного управления предусматривает выполнение оценки экономической эффективности проектов. Поэтому экономически аспекты присутствуют также в каждой из дисциплин интеграционного модуля.

Выводы. Анализ результатов осуществления земельной реформы на современном этапе свидетельствует о серьезных недостатках в области кадрового обеспечения сферы земельного управления. В свете необходимости осуществления кардинальных преобразований в регулировании земельных отношений, внедрения рационального землепользования и осуществления охраны земель, актуальным является разработка структуры и содержания новых учебных программ подготовки специалистов земельного управления.

Земельное управление – это синтез трех составляющих сфер деятельности (земельной политики, земельного менеджмента и земельного администрирования), каждая из которых требует соответствующего правового, экономико-организационного и технического обеспечения. Базируясь на определении сферы и объектов профессиональной деятельности магистров в области земельного управления, предложена структура новой программы обучения магистров, включающая три блока дисциплин: правовой, экономический и планировочно-технический.

Обучение по разработанной в ходе реализации международного проекта учебной программе планируется начать с 2012 г. на базе двух технических и двух аграрных вузов (участников проекта):

– в Донецком национальном техническом университете (кафедра геоинформатики и геодезии);

– в Киевском национальном университете строительства и архитектуры (кафедра земельного кадастра);

– в Харьковском национальном аграрном университете им. В.В Докучаева (кафедра землеустройства и кадастра);

– во Львовском национальном аграрном университете (землеустроительный факультет).


1. Постанова Верховної Ради Української РСР «Про земельну реформу» від 18 грудня 1990 року N 563-XII// Відомості Верховної Ради УРСР вiд 05.03.1991 - 1991 р., 10, стор. 274, стаття 100.


100

2. Проблеми земельної політики України і шляхи їх розв’язання: позиції експертів// Матеріали круглого столу. [Електронний ресурс], 2011. Режим доступу: http://www.uceps.org/ukr/files/category_journal/NSD107_ukr_4.pdf

3. Розпорядження Кабінету Міністрів України від 17.06.2009 743-р «Про схвалення Концепції Державної цільової програми розвитку земельних відносин в Україні на період до 2020 року» // Офіційний вісник України від 17.07.2009 – 2009 р., 51, стор. 165, стаття 1760, код акту 47150/2009.

4. Закон України «Про вищу освіту» від 17.01.2002 р. 2984-ІІІ// Відомості Верховної Ради України вiд 17.05.2002 - 2002 р., 20, стаття 134.

5. Центр освіти в сфері управління земельними ресурсами LAGOS // [Електронний ресурс], 2011. Режим доступу: http://land.knuba.edu.ua/?page_id=21


О. І. Митрофанова, К. О. Гермонова

ДВНЗ «Донецький національній технічний університет», Донецьк, Україна

Концепція нової навчальної програми підготовки магістрів «Земельне управління»

В статі визначені проблеми здійснення земельної реформи на сучасному етапі, які пов’язані із недоліками у підготовці фахівців земельного управління. На основі формулювання концепції земельного управління, визначено область і об’єкти професійної діяльності магістрів земельного управління. Запропонована структура і зміст навчальної програми магістрів «Земельне управління», яка базується на інноваційному міждисциплінарному підході.

Ключові слова: навчальна програма, земельне управління.

O. I. Mytrofanova, K. O. Germonova


The concept of a new curriculum for master’s program “Land governance”

Current problems with land reform implementation due to the limitations of Land governance specialist’s education have been defined in the article. The area and objects of land manager’s professional activity are defined on the base of Land Governance concept elaboration. The curriculum structure and content for Land Governance Master Program have been proposed, based on innovative interdisciplinary approach.

Keywords: curriculum, Land governance.


101

УДК 332:2

К. О. Гермонова, О. І. Митрофанова ДВНЗ «Донецький національній технічний університет», Донецьк, Україна

Про деякі питання щодо регулювання та планування містобудівної діяльності в Україні та

за кордоном

У статті проведено досліджені питання регулювання та планування містобудівної діяльності в України та інших країнах. Виявлені недоліки існуючого в Україні законодавства в цій сфері, сформульовано рекомендації щодо усунення виявлених недоліків використовуючи досвід розвинутих країн.

Ключові слова: регулювання, містобудування, досвід.

Вступ та постановка проблеми. В березні 2011 року набрав чинності Закон України "Про регулювання містобудівної діяльності", яким визначено, правові та організаційні основи містобудівної діяльності і спрямований на забезпечення сталого розвитку територій з урахуванням державних, громадських та приватних інтересів (див. рис.1). [1]

ПЛАНУВАННЯ І ЗАБУДОВА ТЕРИТОРІЙ

Прогнозування

розвитку територій

Визначення

напрямів

сталого

розвитку територій

Забезпечення

раціонального розселення

Обґрунтування

розподілу

земель за

цільовим

призначенням

Взаємоузгодження

державних,

громадських та

приватних

інте

-ресів під час планування

і забудови

територій

Визначення і раціональне

взаємне

розташування

зон

житлової та

гром

адської забудови,

виробничих,

рекреаційних,

природоохо-

ронних

, оздоровчих,

історико

-культурних та

інших

зон

і об

'єктів

Встановлення

режим

у забудови

територій

, на

яких перед-

бачено

провадж

ення

містобудівної

діяльності

Розроблення


та

проектної

документації, будів-

ництво

об'єктів

Реконструкцію

існуючої забудови та

територій

Збереж

ення

, створення

та відновлення рекреаційних

, природо

-охоронних,

оздоровчих територій та

об'єктів,

ландш

афтів,

лісів

, парків

, скверів

, окремих

зелених

насаджень

Створення

та розвиток

інженерно

-транспортної інф

раструктури

Ведення

містобудівного кадастру

Проведення моніторингу

забудови

Здійснення

контролю

у сфері м

істобудування

Рис. 1. Види діяльності державних органів, органів місцевого самоврядування, юридичних та фізичних осіб в сфері планування і забудови території


102

Метою цього закону було здійснити прорив у галузі та привести до будівельного буму в країні, систематизувати і зробити прозорою будівельну діяльність на основі генеральної схеми планування території України та затверджених генпланів населених пунктів. Тут постає питання, дійсно буде зроблено прорив при регулювання містобудівної діяльності? Цим законом встановлено обов’язкову наявність численних планувальних документів для кожної адміністративно-територіальної одиниці (див.рис.2), і якщо врахувати, що Україні є Автономна Республіка Крим, 24 області, міста з особливим статусом - Київ і Севастополь, 498 районів та 29815 населених пунктів, необхідні великі кошти для розробки цих документів.

на державному рівні на регіональному рівні на місцевому рівні

ПЛАНУВАННЯ

Генеральна схема планування території України

Схеми планування окремих частин території України

Внесення змін до Генеральної схеми планування території України

Внесення змін до схем планування окремих частин території

Державна експертиза

Схеми планування території Автономної Республіки Крим, областей та районів.

Внесення змін до схем планування території Автономної Республіки Крим, областей та районів у разі зміни соціально-економічних показників

Генеральні плани населених пунктів

Плани зонування територій

Детальні плани територій

Оновлення за рішенням місцевих рад

Історико-архітектурний опорний план ( не обов’язково)

Рис. 2. Планування на різних рівнях Аналіз існуючої ситуації з наявною містобудівною документацією показав, що вона не

актуалізована для абсолютної більшості адміністративно-територіальних одиниць і населених пунктів. Значна кількість генеральних планів була розроблена в 70-80-х роках минулого століття і є непридатними для застосування. Термін з травня 2011 до січня 2012 дуже замалий для того, щоб українські населені пункти встигли знайти кошти і спеціалістів для розробки «заповітного та недоторканного» документа. В зв’язку з цим виникає багато питань, наприклад, яким чином в подальшому можна організувати розвиток цих населених пунктів, як в подальшому інвестувати цей розвиток? Для того, щоб відповісти на ці та інші запитання, необхідно розглянути досвід планування та регулювання розвитку населених міст інших країн.

Аналіз останніх досліджень та публікацій. Вирішенню проблем регулювання та планування містобудівної діяльності приділяється значна увага вченими нашої та інших країн [2-6]. В зв’язку з тим, що Законом України «Про регулювання містобудівної діяльності» [1], як вже було зауважено вище, основний акцент робиться на розробку генеральної схеми планування території України, генпланів населених пунктів та ін., Зенон Михлик зауважив, що виготовити містобудівну документацію без державної підтримки громадам «малопривабливих» для інвесторів населених пунктів не під силу. Причина «паралічу» генпланів полягає не лише в безгрошів’ї сільських рад, уповноважених їх розробляти. Очевидне й небажання органів державної влади створювати такі документи, де відображено реальну картину наявності ресурсів, заплановано


103

розвиток територій. Чому? Та тому, що перерозподіл майна та землі триває… А це, звісно, не потребує якихось публічних заходів із залученням громадськості [2].

Лебедєв В.Г. в своїй дисертації заявляє зовсім інше, розробляємої містобудівної документації для організації процесів регулювання та планування міст не достатньо, слід поповнити список документів територіального планування ще проектом приміської зони.

Цікавим є погляд окремих дослідників з приводу того, що містобудівна документація є лише специфічною інформацією для прийняття органами державного управління і місцевого самоврядування рішень щодо забудови територій. Тому вона є обов’язковою не для окремого забудовника, а лише для органів влади при розробленні стратегії і тактики містобудівної політики. На думку вчених, містобудівна документація має залишатись прогнозною і проектною основою для здійснення функціонального поділу і визначення виду використання територій. Водночас до документа, який має гнучко реагувати на ринкову ситуацію та передбачати коригування містобудівної документації за відповідною процедурою, відносять правила забудови міста, що складаються на основі містобудівної документації. Щодо генерального плану міста та будь-якого іншого поселення: Його можна вважати основним юридичним документом, який визначає в інтересах населення умови проживання, напрями і межі територіального розвитку, функціональне зонування, забудову і благоустрій території. Генеральний план населеного пункту є основним видом містобудівної документації на місцевому рівні, призначеної для обґрунтування довгострокової стратегії планування та забудови території населеного пункту. Його невід'ємною частиною є план земельно-господарського устрою цього населеного пункту. Однак, на думку Іванової Є. О. містобудівна документація за своєю сутністю не може врахувати всі аспекти соціально-економічного значення території міст, у тому числі її головного й визначального ресурсу — земельних площ. [4]

У складі детального плану території розробляється проект землеустрою щодо впорядкування території для містобудівних потреб. Тут слід зауважити, що в Україні використовується подвійна система планування використання земель населених пунктів — містобудівна та землевпорядна [7]. Цю систему планування можна вважати недоцільною.

Викликають сумніви деякі положення нового закону [1] відносно громадських слухань, де, зокрема, записано, що порядок громадських слухань має визначати уряд (Кабінет міністрів), але кожний населений пункт унікальний, тому цей порядок повинні визначати місцеві ради відповідно до закону про місцеве самоврядуванням (див.рис.3). Такий підхід практично усуває мешканців від вирішення питання про майбутню долю населених пунктів, чим звужує права і свободи громадян.

В зв’язку з вищесказаним можна зробити висновок, що система планування населених пунктів в Україні має багато недоліків для усунення яких слід врахувати досвід інших країн.

Виклад основного матеріалу. Аналізуючи систему регулювання та планування в інших країнах можна виділити їх три системи:

1) Англійська система з комплексними планами (comprehensive plans). 2) Континентальна Європа з детальними планами (detailed plans). 3) США з планами зонування (zoning plans).

Існують країни, в яких можна спостерігати повну відсутність регулювання, наприклад, регулювання системи планування в основному базується на основі встановлення сервітутів (Хьюстон, США), або повна відсутність регулювання планування (Гонконг).

Можна також умовно виділити три етапи планування за період після другої світової війни по теперішній час:

1) 1-й етап - 50-60-ті роки; 2) 2-й етап - 70-90-ті роки; 3) 3-й етап починається з кінця 90-тих років і триває до сьогодні.

На кожному з цих етапів можна знайти політичні помилки при плануванні. На першому етапі ринок не регулював планування, тому що був недосконалим, а саме:

– недосконалість конкуренції - з часом монополія стала олігополією; – ринок не був зацікавлений в пропозиції суспільних товарів (послуг); – зовнішні фактори впливу - забруднення, знищення культурної спадщини і т.п.

Функція планування протягом цього періоду була покладена на державні органи влади.


104

На другому етапі влада втратила політичну силу щодо регулювання планування, а саме:

– не цільове направлення інформації (приклад, у Радянському Союзі було зібрано великий об’єм інформації, яка не була корисною для розвитку суспільства);

– обмежений контроль над ринком або його відсутність; – обмежений або відсутній контроль над бюрократією; – обмеження, які накладенні політичним процесом (політики повинні враховувати суспільні інтереси, а не тільки політичні)

Сільські, селищні, міські ради та їх виконавчі органи забезпечують для громадських обговорень:

Оприлюднення

прийнятих

рішень щодо

розроблення містобудівної

докум

ентації на

місцевому рівні з

прогнозованим

и правовим

и,

економ

ічними та

екологічним

и наслідками


проектів містобудівної

документації на місцевому рівні та доступ

до цієї

інформації

громадськості

Реєстрацію

, розгляд

та узагальнення

пропозицій

гром

адськості до проектів


документації на місцевому рівні


результатів

розгляду пропозицій

гром

адськості до проектів




проектів генеральних планів

, планів

зонування територій,

детальних

планів територій

здійснюється не

пізніш

як у місячний

строк

з дня

їх

надходж

ення

до

відповідного

органу місцевого

самоврядування


проектів


документації на

місцевому рівні є

підставою

для

подання пропозицій

громадськості до відповідного

органу

місцевого

самоврядування

Пропозиції громадськості мають бути обґрунтовані в межах відповідних законодавчих та нормативно-правових актів, державних будівельних норм, стандартів і правил та надаватися у строки, визначені для проведення процедури громадських слухань

Повнолітні дієздатні фізичні

особи

, які прож

иваю

ть на території,

щодо

якої

розроблено відповідний проект


докум

ентації на

місцевому рівні

Юридичні особи

, об

'єкти

нерухомого майна

яких розташ

овані

на території,

для

якої розроблено

відповідний проект



Власники та

користувачі

земельних

ділянок,

розташованих

на території,

щодо якої

розробляється

документація,

та на

сум

іжній з нею

Представники органів

самоорганізації населення,

діяльність

яких

пош

ирюється на

відповідну

територію

Народні

депутати України

, депутати

відповідних

місцевих рад

Рис. 3. Громадські слухання відповідно Закону України [1]


105

Як наслідок цього, почалось розвиватись приватне суспільне партнерство. Третій етап (після 90-тих років) припадає на створення приватного суспільного

партнерства (ПСП), який перебуває на стадії обговорення:

– проблеми зі звітності щодо принципів демократії – ПСП пов’язане з застосуванням, а не з демократією; – інтереси політиків, бюрократів та компаній мають тенденцію до постійних змін.

Зараз виникає питання «До чого приведе це партнерство?» Розглянемо плани просторового розвитку Великобританії, які мають ієрархічну структуру

планування (див. рис.4). [8] Регіональний структурний план визначає регіональну просторову стратегію планування

(адміністративні межі, існуючі забудовані території, зелені зони, території для пошуку створення національних лісів, зони посиленої охорони навколишнього середовища, спеціальні ландшафтні зони, промислові та комерційні території, рекреаційні території, дорожня інфраструктура і та ін.)

На рівні «Місцевий (локальний) план» для деталізації просторового розвитку території розробляють детальний план, на основі якого може розроблятись план об’єктів власності. На основі детального планування муніципалітет дає (або не дає) дозвіл на будівництво. Головними рисами планування за англійською системою вважається те, що в неї немає детального регулювання, та її можна віднести до дискреційного (дає будь-кому можливість діяти на свій особистий розсуд). Позитивним тут є незалежність системи планування на найнижчому місцевому рівні.

Регіональний структурний план

Регіональна просторова стратегія

Місцевий (локальний) план

Дозвіл на планування

Дозвіл на забудову

Рис. 4. Структура планування Великобританії Ця система сприяє розробці нових ідей для розвитку території та приваблює інвестора для

втілення цих ідей. Прикладом планування по системі «Континентальної Європи» можна вважати Шведську

систему, в якій тільки детальний план є юридично зобов'язуючим - обов'язковим. Розглянемо систему планування на прикладі муніципального комплексного плану для міста (див. рис.5).

Ця система забезпечує повну гарантію прав на чітко встановлений термін. Другий приклад планування по системі «Континентальної Європи» - коли система

юридичної обов'язковості з верху до низу – наскрізна:

– варіант системи, при якій вищий рівень планування зобов'язує нижній рівень; – останній рівень детального плану ("lokalplan") є юридично зобов'язуючим для власників нерухомості;

– вищий рівень може бути юридично зобов'язуючим як для влади, так і для власників (приклад – Данія, справедливість є неважливою, все врегульовано на рівні детального плану), або тільки для влади (приклад - Німеччина).


106

Секторні плани: для доріг, ж / д і т.п. (насправді є юридично зобов'язуючими-

обов'язковими)

Комплексний муніципальний план (не обов'язковий, має рекомендуючій характер, дрібномасштабній 1:100 000) трудомісткий в розробці

Детальний план (обов’язковий)

Дозвіл на забудову

Рис. 5. Система планування для міст Швеції Третя система планування – це зонування в США, головними рисами якого є:

– справедливість є важливою; – заснована на рішеннях суду; – рівень регулювання обирається зазвичай англійською та системою континентальної Європи.

В таблиці 1 наведено результати порівняння трьох систем планування.

Табл. 1. Порівняння різних систем планування («плюси і мінуси»)

Характеристики Детальні плани – безпека

(Швеція)

Місцевий план в Великобританки (дискретність)

План зонування США

(справедливість)

Хороший план +

(межі не важливі) +/−

(Проблеми з межами)

+/− (Проблеми з однаковими

правилами для всіх) Якщо є багато власників + − +

Безпека + −

(дискреційна) +

Приватна ініціатива +/− +

(швидка реакція на ринок)

+

Справедливість для початкових власників

землі − + +

Займає багато часу − +

(швидка реакція на ринок)

− (багато

консультаційних проблем)

Терміни

− Жорсткий (5-15 лет)

+ гнучкий

+/−


107

На усіх рівнях планування необхідно враховувати громадську думку. Проф. Ханс Маттссон пропонує «сходинки» участі громадян в обговореннях, які відносяться до інструментів законодавства [8], яких перелічено далі:

– право повного вирішення; – право на припинення процедури, наприклад планування; – право на вихід з процедури, наприклад планування; – обмежене право вирішення; – право на переговори з (місцевим) урядом, владою і т.п.; – право на переговори з утримувачами прав (наприклад, власниками землі); – право на консультації; – право на інформацію до прийняття громадського рішення; – право на інформацію після прийняття громадського рішення; – відсутність права на інформацію.

Відповідно до цієї «сходинки» на рис.6 наведено схему взаємовідносин влади і цивільних службовців в процесі планування та використання детальних планів в Швеції.

()

Муніціпальна рада

Виконавчий комітет ради

Рада з будівництва

Цивільні службовці (civil servants): планувальники, кадастрові землевпорядники, офіс з розвитку

Консультація з властями

Асоціація власників землі

Власники землі, громадяни

Рис. 6. Схема взаємовідносин влади (decision makers) і цивільних службовців (civil servants) в процесі планування та використання детальних планів


108

Висновки. Враховуючи аналіз процесу планування в Україні та в інших країнах можна зробити такі висновки:

1) генеральний план в його «сучасному вигляді» потрібен кожному місту країни, оскільки є документом, в якому визначаються принципові для населеного пункту питання соціально-економічного та екологічного характеру;

2) на підставі генерального плану, на засадах «зонінгу», необхідно розробляти та приймати з безпосередньою участю громадськості такі найважливіші місцеві нормативно-правові акти, як правила забудови міста та правила благоустрою її території;

3) пріоритетним питанням при розробленні генплану кожного міста має стати максимальне врахування публічних та приватних інтересів, а при плануванні забудови міських територій — пошук оптимального балансу приватних інтересів з інтересами територіальних громад і держави;

4) неможливо одним законом запровадити регулювання (забезпечити формування впливу) діяльності органів влади, фізичних та юридичних осіб у такій великій кількості сфер: від прогнозування розвитку територій до будівництва та реставрації будинків чи створення інфраструктури. Прийняття Закону «Про регулювання містобудівної діяльності» руйнує сталу практику розвитку законодавства і створює небезпечний прецедент: одним документом порушити систему законодавства, що склалася на теперішній час. Фактично, йдеться про верховенство одного закону над рештою, що неприпустимо.

5) Гостро стоїть проблема генпланів для сільрад: у сільрадах з декільком сіл лише центральний населений пункт є досить численним, має бюджетну інфраструктуру, там розміщуються невеликі виробництва чи торговельні точки. Тому говорити про можливість і доцільність розробки в межах однієї сільради кількох генеральних планів сіл, що входять до цієї сільради, - абсурд (не виправдані витрати без однозначної відповіді, як буде розвиватися вся територія всієї сільради?).

6) Якщо розглядати населений пункт –село, то виникає питання, навіщо селу генплан, план зонування території і детальний план території, який "уточнює положення генерального плану населеного пункту та визначає планувальну організацію і розвиток території". Незважаючи на те, що детальний план території є найдетальнішим документом, в якому передбачаються червоні лінії, інженерні мережі, благоустрій, рух транспорту та пішоходів, зелені зони тощо, цей документ не передбачає жодної експертизи для сіл і селищ, тому важко уявити, яким чином будуть узгоджуватися інтереси громади, району, області та держави?

7) Закон [1] значно обмежив участь громадськості у містобудуванні, особливо при вирішенні питання щодо розміщення певного будівництва на території поселення чи поблизу нього. В подальшому це може вилитись у громадське протистояння під час будівництва проблемного об’єкта.

Для усунення зазначених вище недоліків в системі регулювання містобудівної діяльності в України необхідно врахувати досвід інших країн в цьому питанні:

1) зменшити кількість документів, що розробляються при плануванні на місцевому рівні для сільських населених пунктів, для поселень та для малих міст;

2) вдосконалити систему громадських обговорень в процесі планування на різних рівнях; 3) необхідно вдосконалити подвійну систему планування використання земель населених пунктів (містобудівне та землевпорядне планування) і вилучити зайві роботи.


1. Закон України «Про регулювання містобудівної діяльності»//Відомості Верховної Ради України від 26.08.2011 - 2011 р., 34, стор. 1544, стаття 343

2. Зенон МИХЛИК Чи розв’яжемо гордіїв вузол у плануванні територій?//Віче. Журнал Верховної ради України [Електронний ресурс], 2011 режим доступу http://www.viche.info/journal/NAUKOVA_BIBLIOTEKA

3. Лебедев В.Г. Правовое регулирование территориального планирования использования земель городов в Российской Федерации//Автореферат диссертации к.т.н. 2007 г. [Електронний ресурс], 2011 режим


109

доступу: http://www.dissercat.com/content/ pravovoe-regulirovanie-territorialnogo-planirovaniya-ispolzovaniya-zemel-gorodov-v-rossiisko

4. Іванова Є. О. Правові засади планування земель житлової та громадської забудови у містах // Актуальні проблеми держави і права : зб. наук. пр. — Одеса, 2007. — Вип. 30. — С. 173—175.

5. Управління земельними ресурсами : підруч. / за ред. д-ра екон. наук, проф. В. В. Горлачука. — 2-ге вид., випр. і переробл. — Л., 2006. — 443 с.

6. Kalbro, T., (2000), Property Development and Land-Use Planning Processes in Sweden, in: K. Böhme, B. Lange and M. Hansen (ed.), Property Development And Land-use Planning Around The Baltic Sea, Stockholm, Sweden, 95-110.

7. Закон України «Про землеустрій» //Відомості Верховної Ради України від 05.09.2003 - 2003 р., 36, стаття 282

8. Kalbro, T. and H. Mattsson, (1995), Urban land and property markets in Sweden, London, UCL Press, 1995.


Е. А. Гермонова, Е. И. Митрофанова

ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет», Донецк, Украина

О некоторых вопросах регулирования и планирования градостроительной деятельности в Украине и за рубежом

В статье выполнен анализ планирования и регулирования градостроительной деятельности в Украине. Рассмотрен зарубежный опыт планирования: три основных системы (английская, континентальная европейская, зонирования США) Выявлены и сформулированы недостатки планирования в Украине, и на основе опыта других стран сформулированы рекомендации по их устранению.

Ключевые слова: регулирование, градостроительство, опыт.

K. O. Germonova, O. I. Mytrofanova


On some issues regarding regulations of city planning activity in Ukraine and abroad

Planning and management of urban development in Ukraine are analyzed in this article. We consider the international experience of city planning, including three major systems (British, Continental European, zoning in USA). Shortcomings in city planning in Ukraine identified and articulated. Recommendations concerning elimination of Ukrainian legislation limitations are formulated based on the experience of other countries.

Keywords: regulations, city planning, experience.


110

УДК 553.494 +553.641:550.85 (477)

В. М. Харитонов Криворізький національний університет, Кривий Ріг, Україна

Каскадне дев’яти-точечне опробування крупноуламкового матеріалу корінних Р-Ті-руд під

час вирішення питань прикладної мінералогії

Визначено константи формули Гая для крупно-уламкового матеріалу фосфор-титанових руд Кропивенського родовища. Фактори форми (f), розмірності (g), свободи (l) і мінерального складу (m) дорівнюють 0,30, 0,10, 0,05, 3,30. Висунуто припущення про доцільність прийняття точності мінералогічних досліджень на рівні ±1,0%. Для цього пропонується з первинної проби відібрати по шість рядових проб в дев’яти різних точках. Після зменшення розміру уламків і конування знову відібрати 54 рядові проби. Операцію повторювати до досягнення крупності уламків 1х1 см, з яких будуть виготовлені препарати для мікроскопічних досліджень.

Ключові слова: фосфор-титанова руда, проби.

Підготовка родовищ корінних фосфор-титанових руд до експлуатації передбачає попереднє дослідження сировини на збагачуваність. Обов’язкове мінералогічне забезпечення таких робіт включає вивчення мінерального складу вихідних проб і продуктів їх переробки. Кількісні мінералогічні дослідження вихідних технологічних проб базуються на їх вторинному опробуванні, яке полягає у відборі рядових мінералогічних проб, з яких виготовляють поліровані і прозорі шліфи з розміром поперечного зрізу близьким до 10х15 мм. По суті перед працівниками мінералогічної служби стоїть задача скоротити первинну пробу, зі збереженням у вторинній пробі достовірності мінералогічної інформації, яку можна отримати під час вивчення петрографічних і мінераграфічних препаратів.

Традиційно така задача вирішується вітчизняними дослідниками за допомогою формули Річардса-Чечотта [2], за якою визначають масу скороченої проби для матеріалу певної крупності; або крупність до якої слід дезінтегрувати пробу, щоб можна було скоротити половину її маси. Скорочення проводять квартуванням з конусуванням.

Фахівці західної школи використовують формулу Гая. Математично вона складніша, в ній фігурують чотири фактори (форми, розмірності, свободи і мінерального складу) [1]. Для порівняння в формулі Річардса-Чечотта використовують лише один – фактор свободи, який зветься коефіцієнтом неоднорідності. Скорочення ж проводять також квартуванням або дев’яти-точечним опробуванням, коли з первинної проби після конусування відбираються дев’ять рядових проб за схемою зображеною на рис. 1.

Рис. 1. Схема дев’яти-точечного опробування [1]. В попередній роботі, за участю автора (В. М. Харитонов, Т. А. Олійник, 2011),

наголошувалось про переваги застосування дев’яти-точечного скорочення з використанням формули Гая. Також було доведено, що значення факторів в цій формулі не можуть бути сталими


111

для сировини з різним розміром уламків. Визначенню констант фосфор-титанових руд (формула 1) Кропивенського родовища, складених з крупних уламків (близько 500,0 мм), а також обґрунтуванню методики вторинного дев’яти-точечного опробування присвячена робота автора.

За формулою Гая [1, 3] маса скороченої проби визначається:

MS = (Сd3ML)/(MLσ2+С), (1)

де ML – маса первинної проби, г; МS – маса проби після скорочення, г; С – константа матеріалу, г/см3; d – розмір самої крупної частинки, см; σ2 – статистична похибка.

С=fglm (2)

де f – фактор форми; g – фактор розмірності; l – фактор свободи; m – мінералогічний фактор:

m atrаа

а

1

1 (3)

де а – середній вміст частинок мінералу в матеріалі; t – середня густина порожньої породи; r – середня густина корисного мінералу.

Враховуючі, що ML прямує до нескінченності, порівняно з масою скороченої проби, то формула (1) може прийняти вигляд:

MS = Сd3/σ2 (4)

Для крупно-уламкового матеріалу руд, коли розмір штуфів, або бутів, значно перевищує розмір зерен рудних мінералів (в сотні чи тисячі разів) фактори форми f і розмірності g слід визначати для уламків руди, а не для мінеральних індивідів.

Фактор форми (f) – коефіцієнт, який переводить об’єм кубу любого розміру в об’єм більш реального уламку відповідної розмірності. Для зручності f часто беруть рівним 0,5, саме на стільки відрізняється об’єм кубу з ребром d від об’єму кулі з відповідним діаметром. Тобто,

f=

5,0623

42

2

R

R

V

V

куб

кул (5)

Для напівпромислових досліджень проби фосфор-титанових руд родовищ України, зокрема Кропивенського, представлені бутовим матеріалом – продуктом гірничих вибухів (рис.2). За результатами оцінки форми уламків встановлено, що вона наближена до призми і за об’ємом становить близько третини кубу з ребром d. Отже фактор f буде дорівнювати 0,3.

Рис. 2. Загальний вигляд технологічної проби фосфор-титанових руд Кропивенського родовища.


112

Фактор розмірності (g). Для бутових уламків фактор g визначався за варіацією найбільшого розміру уламків. Всього було виконано 60 замірів. Інтервал значень розміру становив 17,00-560,10 мм, середньоарифметичне значення показника – 30,43, стандартне відхилення – 12,42, коефіцієнт варіації – 40,82. За останнім значенням досліджена сировина буде відповідати ІІІ-й категорії неоднорідності [2]. Отже, фактор g слід прийняти рівним 0,1.

Фактор свободи (l) визначався за коефіцієнтом варіації вмісту двооксиду титану в рядових пробах, відібраних з кернового матеріалу свердловин, пробурених на попередніх стадіях геологічних робіт (1162 хімічних аналізів). Для руд Кропивенського родовища він становить 0,05.

Фактор мінерального складу (m) для крупноуламкового матеріалу проб можна прийняти рівним значенню густини руди. Значення ρ кропивенських руд становить – 3300 кг/м3.

Маса первинних напівпромислових проб сягає понад сотню тон. Автором було прийняте наближене до реального значення МL – 150,0 тон.

Значення статистичної похибки σ2 відповідає певному рівню точності мінералогічних досліджень. Так, для точності +3,0%, σ буде дорівнювати 0,03, а σ2 – 0,0009 [3]. Для розрахунку маси скорочених проб за формулами (1) і (4), були вибрані декілька варіантів значень похибки, які відповідають точності +5,0%, +2,0%, +1,0% і +0,5 %.

Скорочення бутового матеріалу напівпромислоих проб пропонується проводити каскадним дев’яти-точечним способом. За допомогою формули Гая для матеріалу з вихідним розміром уламків d і первинною масою ML визначається маса вторинної проби Ms. Так як скорочена проба складатиметься з дев’яти рядових, то маса однієї рядової буде дорівнювати Мs/9. Після зменшення розміру уламків, значення Ms приймають за ML, а нове значення Ms вираховується за допомогою формули. Операції повторюються доки розмір уламків не стане близьким до розміру мінераграфічних і петрографічних препаратів (табл. 1).

Табл. 1. Маса скороченої (Ms) і рядової (Мi) проб, розрахованих для бутового матеріалу різної крупності, за повною (А) і скороченою (Б) формулами Гая

А Б d, cm ML, г

Ms, г Мi = Ms/9, г Ms, г Мi = Ms/9, г σ2 σ

точність, %

50,0000 150000000,000 254999,9965 28333,3329 255000,0000 28333,3333 30,0000 254999,9965 55079,5594 6119,9510 55080,0000 6120,0000 10,0000 55079,5594 2039,9244 226,6583 2040,0000 226,6667 5,0000 2039,9244 254,7452 28,3050 255,0000 28,3333 3,0000 254,7452 54,6424 6,0714 55,0800 6,1200 1,0000 54,6424 1,9666 0,2185 2,0400 0,2267

0,0025 0,0500 5,0000

50,0000 150000000,000 1593749,8645 177083,3183 1593750,0000 177083,333330,0000 1593749,8645 344247,2460 38249,6940 344250,0000 38250,0000 10,0000 344247,2460 12749,5278 1416,6142 12750,0000 1416,6667 5,0000 12749,5278 1577,6519 175,2947 1593,7500 177,0833 3,0000 1577,6519 341,4902 37,9434 344,2500 38,2500 1,0000 341,4902 12,2911 1,3657 12,7500 1,4167

0,0004 0,0200 2,0000

50,0000 150000000,000 6374997,8325 708333,0925 6375000,0000 708333,333330,0000 6374997,8325 1376988,9841 152998,7760 1377000,0000 153000,000010,0000 1376988,9841 50998,1112 5666,4568 51000,0000 5666,6667 5,0000 50998,1112 6368,6311 707,6257 6375,0000 708,3333 3,0000 6368,6311 1366,0606 151,7845 1377,0000 153,0000 1,0000 1366,0606 49,1645 5,4627 51,0000 5,6667

0,0001 0,0100 1,0000

50,0000 150000000,000 25499965,3200 2833329,4800 25500000,0000 2833333,333330,0000 25499965,3200 5507955,9363 611995,1040 5508000,0000 612000,000010,0000 5507955,9363 203992,4447 22665,8272 204000,0000 22666,6667 5,0000 203992,4447 25474,5245 2830,5027 25500,0000 2833,3333 3,0000 25474,5245 5464,2423 607,1380 5508,0000 612,0000 1,0000 5464,2423 196,6580 21,8509 204,0000 22,6667

0,00003 0,0050 0,5000


113

Отже, з первинної напівпромислової проби масою 150 000,0 кг і розміром уламків 50,0 см, для мінералогічних досліджень, наприклад, з точністю +2,0%, слід відібрати вторинну пробу масою близько 1600,0 кг, маса рядової проби буде становити трохи більше ніж 177,0 кг. Якщо, з врахуванням густини руди (наприклад, 3,3 г/см3) і об’єму одного її уламку (V=d3*f=425000*0,3), визначити його масу, вона буде дорівнювати mi=ρV=127500,0 г=127,5 кг. Виходить, що взяти уламок в одній з дев’яти точок, буде недостатнім для збереження прийнятого рівня точності, а взяти два уламки – буде забагато. Вирішити виявлену проблему пропонується так.

Масу скороченої проби Ms визначати як суму мас уламків Мi. Останню розраховувати за формулою mі=ρV. Підставивши значення факторів f, g, l i m, а також мас МL і Мs у формулу Гая, визначити σ2, потім σ. Перевести останнє значення у відсоткову форму. Змінюючи кількість рядових проб Мi змінювати значення σ, так щоб рівень точності не було перевищено. Кількість Мi обирати кратну дев’яти (табл 2).

Табл. 2. Маса скороченої (Ms) і кількість (NМi) рядових проб, що її складають розраховані для бутового матеріалу різної крупності, за повною (А) і скороченою (Б) формулами Гая

А Б d, cm ML, г Ms, г

NМi, шт. σ2 σ точність, % σ2 σ

точність, %

50,0000 150000000,0000 1147500,0000 0,0006 0,0235 2,3480 0,0006 0,0236 2,3570 30,0000 1147500,0000 247860,0000 0,0004 0,0209 2,0870 0,0006 0,0236 2,3570 10,0000 247860,0000 9180,0000 0,0005 0,0231 2,3130 0,0006 0,0236 2,3570 5,0000 9180,0000 1147,5000 0,0005 0,0220 2,2048 0,0006 0,0236 2,3570 3,0000 1147,5000 247,8600 0,0004 0,0209 2,0870 0,0006 0,0236 2,3570 1,0000 247,8600 9,1800

9

0,0005 0,0231 2,3130 0,0006 0,0236 2,3570

50,0000 150000000,0000 2295000,0000 0,0003 0,0165 1,6539 0,0003 0,0167 1,6667 30,0000 2295000,0000 495720,0000 0,0002 0,0148 1,4757 0,0003 0,0167 1,6667 10,0000 495720,0000 18360,0000 0,0003 0,0164 1,6355 0,0003 0,0167 1,6667 5,0000 18360,0000 2295,0000 0,0002 0,0156 1,5590 0,0003 0,0167 1,6667 3,0000 2295,0000 495,7200 0,0002 0,0148 1,4757 0,0003 0,0167 1,6667 1,0000 495,7200 18,3600

18

0,0003 0,0164 1,6355 0,0003 0,0167 1,6667

50,0000 150000000,0000 6885000,0000 0,0001 0,0094 0,9399 0,0001 0,0096 0,9623 30,0000 6885000,0000 1487160,0000 0,0001 0,0085 0,8520 0,0001 0,0096 0,9623 10,0000 1487160,0000 55080,0000 0,0001 0,0094 0,9443 0,0001 0,0096 0,9623 5,0000 55080,0000 6885,0000 0,0001 0,0090 0,9001 0,0001 0,0096 0,9623 3,0000 6885,0000 1487,1600 0,0001 0,0085 0,8520 0,0001 0,0096 0,9623 1,0000 1487,1600 55,0800

54

0,0001 0,0094 0,9443 0,0001 0,0096 0,9623

50,0000 150000000,0000 25245000,0000 0,00002 0,0046 0,4583 0,00003 0,0050 0,5025 30,0000 25245000,0000 5452920,0000 0,00002 0,0044 0,4449 0,00003 0,0050 0,5025 10,0000 5452920,0000 201960,0000 0,00002 0,0049 0,4931 0,00003 0,0050 0,5025 5,0000 201960,0000 25245,0000 0,00002 0,0047 0,4701 0,00003 0,0050 0,5025 3,0000 25245,0000 5452,9200 0,00002 0,0044 0,4449 0,00003 0,0050 0,5025 1,0000 5454,9200 201,9600

198

0,00002 0,0049 0,4931 0,00003 0,0050 0,5025

Дані з таблиці 2 доводять, якщо з первинної проби поступово відбирати по дев’ять уламків

з матеріалу різної крупності, то рівень точності мінералогічних досліджень буде становити менше ніж +3,0%. Для точності досліджень на рівні +1,0% з матеріалу певної крупності необхідно відібрати по шість уламків в кожній з дев’яти точок. Коли ж в точках відбору взяти по 22 уламка, точність мінералогічних досліджень буде на рівні близьким до +0,5%. Яку ж точність слід прийняти за остаточну під час вивчення фосфор-титанових руд Кропивенського родовища на збагачуваність? Дослідження фосфор-титанових руд родовищ України проводять з врахуванням їх сортності. Традиційно виділяють три сорти – бідні, середні та багаті. Найменша різниця між крайніми значеннями вмісту двооксиду титану для одному з сортів становить 2,0 мас.%, вірогідним є припущення про доцільність прийняття точності досліджень на рівні половини цього


114

інтервалу, тобто 1,0% ТіО2. Отже, загальна кількість рядових проб, які будуть складати вторинну пробу, відібрану з матеріалу різної крупності буде становить 54 штуки.

Подальші дослідження автор планує направити на розробку методики вторинного опробування дрібно уламкового матеріалу


1. Джонс М.П. Прикладная минералогия. Количественный подход: Пер. с англ./ Пер. Е.А.Годовиковой. – М.: Недра.– 1991.– 391 с.

2. Смирнов В.И. Геологические основы поисков и разведок рудных месторождений.– М.: изд-во МГУ.– 1957.– 587 с.

3. Gerlach Robert W., Nocerino John M. Guidance for Obtaining Representative Laboratory Analytical Subsamples from Particulate Laboratory Samples, 2003.– U.S. Environmental Protection Agency.– 134 p.p.


В. М. Харитонов

Криворожский национальный университет, Кривой Рог, Украина

Каскадное девяти-точечное опробование крупнообломочного материала коренных Р-Ті-руд при решении вопросов прикладной минералогии.

Определены константы формулы Гая для крупно-обломочного материала фосфор-титановых руд Кропивенского месторождения. Факторы формы (f), размерности (g), свободы (l) и минерального состава (m) равняются 0,30, 0,10, 0,05, 3,30. Выдвинуто допущение о целесообразности принятия точности минералогических исследований на уровне ±1,0%. Для этого предлагаться из первичной пробы отобрать по шесть рядовых проб в девяти разных точках. После уменьшения размера обломков и конирования снова отобрать 54 рядовых пробы. Операцию повторить до достижения крупности обломков 1х1 см, из которых будут изготовлены препараты для микроскопических исследований.

Ключевые слова: фосфор-титановая руда, пробы.

V. M. Kharitonov

Kryvyi Rih National University, Kryvyi Rih, Ukraine

Cascade nine-pit sampling of macrofragmental material of ledge P-Ti ores when dealing with applied mineralogy issues.

Gy formula constants for macrofragmental material of phosphorus-titanium ores from Kropyvenske deposit have been determined. Factors of particle shape (f), size range (g), liberation (l), and mineralogical composition (m) are equal 0.30, 0.10, 0.05 and 3.30. Supposition on practicability of admissing mineralogical studies accuracy at the level ±1.0% has been made. It is suggested to take up to six standard sample out of the primary sample from ten different pits. After reducing fragments size and coning it is recommended to collect 54 standard samples. The operation has to be repeated until reaching fragments size 1x1cm that nil be used for production of microscopic studies specimen.

Keywords: phosphorus-titanium ore, samples.


115

УДК 622.242.2+624.046.4

Ф. Л. Шевченко, Ю. В. Петтик, С. Н. Царенко ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет», Донецк, Украина

Проблемы расчета буровых вышек на устойчивость

В работе рассматривается актуальная задача расчета буровых вышек на устойчивость. Существенный интерес вызывает расчет пространственной стержневой вышки на устойчивость при загружении ее технологической нагрузкой и собственным весом

Ключевые слова: буровая вышка, устойчивость, жесткость при изгибе, дифференциальное уравнение, прочность, функции Бесселя, критическая сила

Особенностью задачи об устойчивости буровой вышки, в отличие от существующих расчетов, является ее конструктивное решение в виде пространственной стержневой системы. Она состоит из четырех плоских ферм, которые образуют конструкцию в виде усеченной пирамиды, при этом нагрузкой на вышку нужно считать не только сосредоточенную силу на верхней площадке, но также собственный вес вышки.

Задача об устойчивости стержня постоянной жесткости от нагрузки, приложенной к верхнему сечению, и первые попытки расчета устойчивости однородного стержня, сжатого собственным весом, были выполнены еще Л. Эйлером (в ХVIII в.), а затем Лагранжем во второй половине IХХ века. Но такие задачи долгое время оставались невостребованными в инженерной практике. С появлением конструкций в виде стержневых систем для металлических мостов, пилонов и других длинномерных сооружений вызвало необходимость использования ранее выполненных разработок Эйлера главным образом для расчета устойчивости сплошных однородных невесомых стержней. И лишь в конце XIX века, А. Гринхил решил задачу устойчивости сплошных стержней переменного сечения. В начале прошлого века академик А. Н. Динник [1, 2] обратил серьезное внимание на эти задачи и привел конкретные результаты вычисления критических нагрузок для сплошных стержней переменного сечения различной конфигурации.

Расчеты устойчивости пространственных стержневых конструкций на воздействие внешних сосредоточенных сил приведены в работах С.П. Тимошенко [3] в начале прошлого века и в фундаментальных исследованиях А. С. Вольмира [4]. Однако, до сих пор не получили должного развития расчеты устойчивости стержневых систем на совместное воздействие внешней сосредоточенной силы и собственного веса конструкции.

При бурении нефтегазовых скважин, шахтных стволов и скважин больших диаметров специального назначения в качестве грузонесущих конструкций бурового оборудования используются стержневые пространственные вышки. Они представляют собой усеченные квадратные пирамиды. В специальной литературе [5–7] вопросу расчета и конструирования таких вышек уделено серьезное внимание.

В специальной литературе по расчету буровых вышек на устойчивость [5–8] используется формула Эйлера для однородных невесомых стержней и практические расчеты этих стержней по коэффициентам снижения допускаемых напряжений и приведенной длине стержней. Такие расчеты не соответствуют реальной конструкции и могут быть оправданы лишь тем, что точных решений сквозных стержневых конструкций на устойчивость до сих пор практически не существует.

Целью представленной статьи является разработка методики инженерных расчетов на устойчивость сквозных башенных конструкций переменного поперечного сечения от воздействия сосредоточенных и распределенных нагрузок и собственного веса.


116

Заметим, что в расчете на устойчивость учитывается недопущение искривления сжатого стержня от изгиба. В пространственных конструкциях в виде сочетания плоских ферм, при изгибе в поясах фермы (а в буровых вышках в угловых стойках) возникают внутренние усилия растяжения и сжатия, которые уравновешивают изгибающий момент внешних нагрузок. При этом раскосы фермы воспринимают поперечную силу, т.е. работают на сдвиг и мало влияют на деформации фермы. Поэтому в расчетах на устойчивость чаще всего влиянием поперечной силы пренебрегают [9–10].

Рассмотрим конструкцию вышки буровой установки ВБ-53-320 (рис. 1). Вышка представляет пространственную ферменную стержневую конструкцию в виде квадратной усеченной пирамиды. Грузонесущие стойки нижней части вышки до отметки 35,05 м изготовлены из труб Ø 245×12 мм, выше этой отметки - трубы Ø194×6 мм, элементы решётки ферм изготовлены: пояса – из труб 194×6 мм и 140×5 мм, диагональные тяги – из круглых стержней 24 и 30 мм.

Для упрощенного решения задачи примем, что поперечное сечение вышки одинаково и состоит из четырех угловых трубчатых стержней одинаковой площади с линейно переменным расстоянием между площадями.

Высота вышки l=53,3 м, ширина нижнего основания b=10 м, верхнего b1=2 м, масса вышки М=40 т, погонный вес вышки практически постоянный q=Mg/l=7,547 кН/м.

Площадь поперечного сечения грузонесущих стоек F=87,84 см2, осевой момент инерции этой площади J=5976,7 cм4,

7,59765,24

1,221

64

5,241

64

4444

0

D

dDJ см4.

Момент инерции площади поперечного сечения стоек относительно центральной оси сечения

6622

0 1084,871096,217,59764500 87,847,597642

4

bFJJ cм4.

Здесь первым слагаемым можно пренебречь. Жесткость при изгибе всего поперечного сечения вышки у ее основания

9112 1072,1751021086,87 EJ Н·м2.

С учетом принятого упрощения следует, что момент инерции площади поперечного сечения и жесткость при изгибе изменяются по квадратичному закону

2

2)(

l

xEJxEJ , т.е.

22229 /./1072,175)( lxEJlxxEJ Н·м2.

Заметим, что погонный вес вышки остается постоянным, что видно из рис 2:

)tgtg(

cos2

cos4 3

21 qqq

q

Дифференциальное уравнение изогнутой оси стержня можно получить из уравнения поперечных сил, как сумму проекций всех сил с одной стороны от сечения на направление сечения, т.е. направление нормали к изогнутой оси под углом θ.

Рис. 1.Общий вид вышки ВБ-53-320

10 м

2 м

53,3


117

·

H=

53,3

м

x q

l 1=

13,3

25 м

l

α

l 0 β

θ=y'

Рис. 2. Расчетная схема вышки С учетом переменного момента инерции площади поперечного сечения с жесткостью

22 /)( lEJxxEJ такое уравнение при упрощенном значении поперечной силы

)()()( xyxEJxQ принимает вид

0)()(

2

2

3

3

dx

xdy

EJx

qxl

dx

xyd, т. е.

0)()( 2

3

3

dx

xdyxa

dx

xyd n ,

EJ

qla , n = −1. (1)

Путем замены переменной x, безразмерной координатой kaxz (при обозначениях:

12

1,2

1,

2

1

2

2

nm

k

nk , получим дифференциальное уравнение Бесселя [3],

0)(1)(1)(

2

2

2

2

z

z

m

dz

zd

zdz

zd , (2)

где EJ

xqlxaz

222 .

При m=1 решение уравнения (2) имеет вид [3],

xzYBzJAdx

xdyx )()(

)()( 11 (3)

где )(1 zJ - функция Бесселя первого рода первого порядка, )(1 zY функция Бесселя второго рода

первого порядка или функция Неймана [2], Используя формулы дифференцирования функций Бесселя

)()()()()( 11 zJzJz

mzJzJ

z

mzJ

dz

dmmmmm

из (3) можно получить кривизну изогнутой оси вышки

adx

xydxy

)(

)( )()( 00 zYBzJA , (4)

где: 0J и 0Y - функции Бесселя нулевого порядка первого и второго рода.

Графики этих функций показаны на рис. 3.


118

0 2 4 6 8 10

1

0.5

0.5

1

J1 z( )( )

z

0 2 4 6 8 10

1

0.5

0.5

1

Y1 z( )

z

0 2 4 6 8 10

1

0.5

0.5

1

J0 z( )

z

0 2 4 6 8 10

1

0.5

0.5

1

Y0 z( )

z

а б

в г

Рис. 3. Графики функций Бесселя Для пирамидальной вышки из условия на свободном торце вышки, т. е. при x=0,

изгибающий момент согласно (4) 0)()0()0( xyEJM . Но при x=0 функция )0(0Y (рис. 3,г), значит В=0.

Заметим то, что при x=0 согласно (3) угол поворота равен нулю, это означает лишь особенность этой нулевой точки, но с изменением )(zJ на некотором расстоянии от особенности угол поворота уже не будет равен нулю.

Из условия в защемлении, т. е. при x=l, laz 2 угол поворота поперечного сечения равен нулю, значит согласно (3) 0)2(1 laJ . Первый корень этого трансцендентного уравнения

равен 83,32 lal (рис. 3,а), т. е.

83,3)(23

lzEJ

ql .

Для вышки ВБ-53-320 жесткость опорного сечения 9107,175)( lEJ Н·м2, масса вышки 31040 кг, погонный вес вышки q=7,547 кН/м, согласно (5) получаем критическую длину стержня

(высота вышки), рис. 4, а

3,44075474

1072,17583,33

92

l м.

Заметим, что критическая длина вышки с погонным весом q, вычисленная по формуле А. Н. Динника, полученной непосредственно из дифференциального уравнения изгиба весомого стержня переменного сечения жесткостью [2]

2

2)(

l

xEJxEJ , т. е. из уравнения

)()(

2

2

2

2xM

dx

xyd

l

xEJ , (5)

равна (при K=3,67 из табл. 44)

639

3 1046,4407547

1072,17567,3

q

EJKlкр м.


119

440 м

256 м

155,23

7,49 МН

53

3,2 МН 124,2

q

q

а)

б)

в)

г)

320 м

Рис. 4. Схемы критических состояний а) – пирамидальная с собственным весом, б) – усеченная пирамида с собств. весом,

в) – пирамидальная с собств. весом и сосредоточенной силой, г) – пирамидальна с сосредоточенной силой Совпадение результатов расчета весомых стержней на устойчивость по уравнениям (1) и

(5) свидетельствует о возможности использование приближенного значения третьей производной от уравнения изогнутой оси стержня в определении поперечной силы.

Для вышки в виде усеченной пирамиды (рис. 4, б) первое условие согласно (4) при 11 lx

0)( 1 xy имеет вид

0)()( 1010 zYBzJA . (6)

Второе условие (в защемлении) при lx 2 0)( ly согласно (3) принимает вид

0)()( 2121 zYBzJA . (7)

Здесь аргумент функций Бесселя EJ

xqlxaz

222 вычисляется по текущим

координатам Hl

llx

1

11 2,0 и lx 2 .

Приравнивая определитель системы уравнений (6), (7) нулю, получаем уравнение устойчивости вышки

0)()()()( 10212110 zYzJzYzJ . (8)

Первый корень этого уравнения при 320x м определяет параметры вышки при потере устойчивости: 320 xl м, 642,01 ll м, 2568,01 lllH м, вес вышки

610932,12567547 qHQ Н=1932 кН. Если в верхнем сечении вышки приложена сосредоточенная сила N (рис. 4, в), то исходное

дифференциальное уравнение (1) примет вид

0)()(

2

2

3

3

dx

xdy

EJx

xqN

ql

dx

xyd .

Для упрощенного приближенного расчета на устойчивость усеченной пирамидальной вышки при учете собственного веса вышки и сосредоточенной силы на верхней площадке используем выше рассмотренный расчет условной вышки с сосредоточенной силой в месте пересечения осей опорных стоек. Величину сосредоточенной силы и высоту усеченной вышки


120

примем в такой же пропорции, как в реальной вышке ВБ-53-320, т. е. qxN (ε – отношение нагрузи к весу вышки). При таком условии дифференциальное уравнение изогнутой оси вышки примет прежний вид:

0)(1)(

2

2

3

3

dx

xdy

EJx

xql

dx

xyd .

Коэффициент второго слагаемого уравнения (1) вычисляется по формуле

)1(2

EJ

qla , (9)

а безразмерная координата

xEJ

qlxz )1(2)(

2 .

Из уравнения (8) находим x=155,23 м, рис. 5.

0 100 200 300 4004

3

2

1

0

1

f x( )

x

Рис. 5. График корней уравнения (8) Следовательно: критическая высота вышки 18,12423,1558,0 H м, вес вышки с

реальной интенсивностью веса Q = qH =124,18·7547,17 = 937,2·103 Н. Нагрузка на верхнюю площадку вышки 498,78 QP МН, нагрузка на нижнее сечение

вышки Qmax=ql+P=124,2·7547++7,49·106= 8,43·106 Н. Коэффициент запаса устойчивости по грузонесущей способности вышки

.34,22,3

49,7уk

Полученная здесь на основании приближенного значения поперечной силы

2

2)(

dx

ydxEJ

критическая сила 49,7кр P МН (рис. 4, в) определяет критической напряжение

66

кркр 106,220

97,0035,0

1049,7

F

P Па. Коэффициент снижения допускаемых напряжений φ=0,97

соответствует гибкости 20 для высокоуглеродистой стали. В работах С. П. Тимошенко [3] и А. С. Вольмира [4] приводится решение на устойчивость

невесомой вышки в виде усеченной пирамиды на воздействие сосредоточенной силы в верхнем сечении.


121

Расчет основан на приближенном дифференциальном уравнении изогнутой оси стержня второго порядка при выборе начала координат в точке пересечения угловых несущих стержней вышки, рис. 6

.0)(

кр

2

2

2

yP

l

xEJ

dx

xyd

·

H=

40 м

x l 1=

8,96

м

αP

y

Рис. 6. Расчетная схема вышки Тимошенко

При обозначении 2кр kEJ

P это уравнение принимает вид обыкновенного

дифференциального уравнения второго порядка с постоянным коэффициентом k

.0)( 22

2

2 yxk

dx

xyd (10)

Решение этого уравнения имеет вид

xxsBxsAxy )lncos()lnsin()( , (11)

где

25,022 ks . (12)

Дифференцированием (10) получено уравнение углов поворота сечений стержня

)lnsin()lncos(

2

1)lncos()lnsin(

2

1)(xs

x

sxs

xBxs

x

sxs

xA

dx

xdy . (13)

При выборе начала координат в точке пересечения осей угловых стержней вышки в деформированном состоянии из условия 1lx прогиб равен нулю, согласно (10) получена

зависимость

)lnsin( 1lsAB .

Из условия защемления нижнего сечения при lHlx 1 угол поворота равен нулю в

соответствии с (12) получаем зависимость

0)lntg(-2

1)lntg(

2

1

slssBslsA

откуда следует расчетное уравнение для определения параметра s

sl

ls 2lntg 1

. (14)


122

Зная корень этого уравнения s, на основании (11) находим параметр k и критическую силу

4

1

)(

22

1

22кр s

Hl

EJk

l

EJP . (15)

Подставляя в это уравнение параметры рассмотренной вышки 2,0/1 ll , подбором

находим s=1,218, чему соответствует критическая сила (14)

622

9

кр 1062,68)25,0218,1()3,53325,13(

107,175

Р Н=68620 кН

и критическое напряжение

64-

6кр

кр 101953 1087,844

1062,68

F

Р Па.

Заметим, что в работе А. Н. Динника [2] приведены значения критической силы для стержней постоянного сечения с учетом собственного веса

2l

EJKPкр . (16)

Коэффициент K в зависимости от отношения эP

qlm (отношение веса вышки к силе

Эйлера) берется из таблицы 49. При 0m K=2,47 и значение критической силы при средней

жесткости 92

2101,86

5

5,3EJ Нм2 составляет

62

9108,74

3,53

101,8647,2

крP Н.

Незначительное расхождение в результатах вычисления критической силы по формулам (15) и (16) свидетельствует о несущественном влиянии собственного веса буровых вышек на значение критической силы..

При полученном высоком напряжении, значительно превышающем предел пропорциональности, упрощенным дифференциальным уравнением, на основе которого выведены расчетные формулы, пользоваться нельзя. Конструкция буровой вышки имеет незначительную гибкость

2,215

532

i

l .

При такой гибкости стальные стержни не теряют устойчивости, следовательно, буровую вышку следует рассчитывать только на прочность

64-

4105,102

1087,844

10)40320(

F

QР Па.

На устойчивость нужно рассчитывать только угловые несущие стойки как невесомые стержни с шарнирными опорами. По формуле Эйлера критическая сила трубчатой стойки длиною

равной панели фермы 8,75 м с изгибной жесткостью 6118 1095,11102107,5976 EJ Н·м2 равна

62

62

2

21054,1

75,8

1095,11

l

EJPкр

Н,

что соответствует коэффициенту запаса устойчивости 71,13600

15404

уk .


123

Выводы

1. Буровые вышки от собственного веса не теряют устойчивости. 2. Расчет буровой вышки в виде усеченной пирамиды на устойчивость без учета собственного веса производится в тригонометрических функциях.

3. Расчет буровой вышки с переменной жесткостью на устойчивость от собственного веса производится в функциях Бесселя.

4. Точное решение буровой вышки переменного сечения на совместное действие собственного веса и сосредоточенной нагрузки пока не разработано.

5. Упрощенный расчет буровой вышки на совместное загружение технологической сосредоточенной нагрузкой на верхней площадке с учетом собственного веса можно производить на основании приближенного дифференциального уравнения (1), см. рис. 4, в.


1. Динник А.Н. Приложение функций Бесселя к задачам теории упруго-сти. Избранные труды. К.: АН УССР, 1955. – Том 2. – 220 с.

2. Динник А.Н. Продольный изгиб, кручение. Изд. АН СССР, М.: 1955. – 392 с. 3. Тимошенко С.П. Устойчивость стержней, пластин и оболочек. – М.: Наука, гл. ред. физ.- мат. лит. 1971. –

807 с. 4. Вольмир А.С. Устойчивость деформируемых систем. – М.: Наука, гл. ред. физ. - мат. лит. 1967. – 983 с. 5. Поляков Г.Д., Булгаков Е.С., Шумов Л.А. Проектирование, расчет и эксплуатация буровых установок. М.:

Недра, 1983. – 153 с. 6. Дудля Н.А. Проектирование буровых машин и механизмов. – Киев: Вища школа, 1990. – 271 с. 7. Кирсанов А.Н., Зинченко В.П., Кардыш В.Г. Буровые машины и меха-низмы. – М.: Недра,1981. – 448 с. 8. Шевченко Ф.Л. Механика упругих деформируемых систем, Часть 1. Напряженно-деформированное

состояние стержней: Учебное пособие с грифом МОН. Донецк, РВВ ДонНТУ, 2006. – 293 с. 9. Шевченко Ф.Л. Механика упругих деформируемых систем, часть 2. Сложное напряженное состояние.

Учебное пособие с грифом МОН. Донецк, РВВ ДонНТУ, 2007. – 306 с. 10. Шевченко Ф.Л., Царенко С.М. Задачі з опору матеріалів. /Навчальний посібник з грифом Міносвіти

України. – Донецьк, ДонНТУ, 2011. – 354 с.


Ф. Л. Шевченко, Ю. В. Петтік, С. М. Царенко


Проблеми розрахунку бурових вишок на стійкість

У роботі розглядається актуальне задача розрахунку бурових вишок на стійкість. Істотний інтерес викликає розрахунок просторової стрижневої вишки на стійкість при додатку технологічного навантаження і власної ваги

Ключові слова: бурова вишка, стійкість, жорсткість при вигині, диференціальне рівняння, міцність, функції Беселя, критична сила

F. L. Shevchenko, Y. V. Pettik, C. N. Tsarenko


Difficulties in drilling rig stability problems

The work deals with the topical problem of calculation of drilling rigs in stability. A substantial interest is the calculation of rigs towers on stability in the loading of the technological works and its own weight

Keywords: rig, stability, flexural rigidity, differential equation, strength, Bessel functions, critical force


124

УДК 622.143

Н. И. Васильев, А. Н. Дмитриев, П. А. Блинов, А. А. Проказов Санкт-Петербургский государственный горный института имени Г.В. Плеханова (технический

университет), Санкт-Петербург, Россия

Результаты бурения глубокой скважины на российской станции Восток в Антарктиде

Бурение глубокой буровой скважины 5Г на станции Восток (Восточная Антарктида) с глубины 2755 м. проводилось электромеханическим снарядом KEMS-132. В течение зимовочного периода 40-ой (1995) Российской антарктической экспедиции нескольких сезонов скважина была пробурена с глубины 2755 до 3623 м. В настоящее время скважина 5Г имеет сложную ступенчатую конструкцию. Верхние 120 м. скважины изолированы от водопроницаемого фирна обсадной колонной с внутренним диаметром 165 мм.

Заливочная жидкость представляет собой смесь керосина и фреона F-141b и имеет среднюю плотность 928 кг\м3. Уровень жидкости в скважине находится на глубине 40 м. Разница между горным давлением льда и гидростатическим давлением жидкости у забоя скважины приблизительно 0,1 MПa. Соответственно, скорость сужения ствола скважины в забойной зоне не превышает 0,1 мм/год.

Приведены данные по технологии бурения электромеханическим буровым снарядом КЭМС-132 (описание бурового комплекса, электромеханического снаряда, обсадной колонны).

Ключевые слова: бурение, глубокая скважина, Антарктида

1. Введение

Важнейшим и наиболее эффективным способом изучения строения, структуры, вещественного состава и динамики ледовых отложений в полярных областях является бурение скважин с полным отбором керна, что дает возможность проводить кристалломорфологические исследования льда с больших глубин, геофизические наблюдения в скважинах, изучать химический состав льда, содержание изотопов кислорода и углерода, различных включений (земная и космическая пыль, вулканический пепел, бактерии, споры растений и др.). Бурение скважин в ледниках и подледниковых породах в перспективе имеет также большое значение для проведения геологоразведочных работ и дальнейшей эксплуатации месторождений полезных ископаемых, скрытых ледниковыми толщами.

Специфика условий Антарктиды – значительная удаленность, полное бездорожье, крайне суровый климат – предъявляют особые требования к буровому оборудованию, технологии, организации работ и подготовке персонала. Основные требования к буровому оборудованию – низкая энергоемкость, минимально возможный вес, высокое качество керна. Отличительной особенностью технологии бурения льда является получение непрерывного керна, необходимого для проведения всесторонних научных исследований, что требует больших затрат времени на проведение спуско-подъемных операций. Исходя из этих требований, наибольшее распространение для бурения скважин во льду получил способ бурения колонковыми буровыми снарядами на грузонесущем кабеле. Применение гибкой буровой колонны – грузонесущего кабеля позволило существенно снизить вес поверхностного бурового оборудования по сравнению с бурением на трубах за счет применения легких лебедок для грузонесущего кабеля и повысить скорость спуско-подъемных операций.

Разрушение льда в процессе бурения можно выполнять двумя способами: тепловым и механическим. При тепловом способе бурения лед на забое плавится под воздействием нагретой кольцевой коронки, при механическом - за счет разрушения льда коронками резцового типа. Наиболее значимый вклад в развитие теплового способа бурения внесли российские ученые [2, 3]. Тепловой способ бурения привлекает в первую очередь относительной простотой буровых


125

снарядов. Однако плавление льда на забое требует большого количества энергии, что связано с фазовым переходом между твердым и жидким состоянием. Для плавления льда требуется в десятки раз большее количество энергии, чем при его механическом разрушении, что приводит к использованию грузонесущих кабелей большего диаметра, чем для механического бурения. Оборудование для бурения скважин тепловым способом получается значительно более тяжелым и энергоемким, кроме того, качество керна при механическом бурении выше, чем при термобурении.

Исходя из явных преимуществ, последнее время бурение глубоких скважин выполняется только электромеханическими снарядами на грузонесущем кабеле.

2. Скважина

Бурение на станции Восток глубокой скважины 5Г было начато в январе 1990 года тепловым способом.

В настоящее время скважина представляет собой сложное многоступенчатое сооружение (рис. 1). В верхней части скважины установлена обсадная колонна до глубины 120 м с внутренним диаметром 165 мм.

154 мм

164 мм

500м

1000 м

1500 м

130 м

139 мм

137 мм

2000 м

2500 м

Лед

3000 м

3500 м

3720 м

ТБЗС-152

ТБЗС-132

КЭМС-132

Фирн

2755 м

2230 м

Рис. 1. Скважина 5Г-1.

До глубины 2500 м скважина была пробурена термобуром ТБЗС-152. При очередном подъеме на глубине 2250 м снаряд заклинился в скважине. Кабель был оторван от места заделки в снаряде, после чего с глубины 2200 м начат новый ствол термобуровым снарядом ТБЗС-132 с


126

наружным диаметром коронки 132мм, который использовался до глубины 2755 м. Затем бурение было продолжено электромеханическим буровым снарядом.

Перед началом бурения механическим способом этот участок скважины был расширен до диаметра 139 мм. В процессе бурения механическим способом (максимальный наружный диаметр коронки по резцам 135 мм) пройденные участки скважины периодически расширялись, в результате чего скважина имеет ступенчатую форму.

В январе 1998 года бурение скважины было остановлено на глубине 3623 м на 8 лет, что было связано с проблемами в техническом обеспечении буровых работ. Бурение было возобновлено в январе 2006 года в сезонный период работы 51 Российской антарктической экспедиции, когда была достигнута глубина 3650 м.

В следующем 2007 году из-за допущенного снижения уровня заливочной жидкости в скважине произошло сужение ствола в забойной зоне, и на глубине 3668 м буровой снаряд был зажат льдом. Ликвидировать аварию удалось лишь в период сезонных работ в 2009 году, когда было закончено отклонение от аварийного ствола и продолжено бурение скважины. В январе 2011 года скважина достигла глубины 3720 м, что является абсолютным рекордом глубины для скважин, пробуренных в сплошных льдах. Эта глубина запланирована как начало следующего этапа работ – проникновения в подледниковое озеро «Восток», до поверхности которого осталось, по различным оценкам, от 10 до 50 м.

Общий объем заливочной жидкости (смесь авиационного топлива ТС-1 и фреона F-141b), находящейся в скважине, составляет около 60 м3. Уровень заливочной жидкости на 21.01.99 г. находился на глубине 40 м, ее средняя плотность равнялась 928 кг/м3. Разница между горным давлением толщи льда и гидростатическим давлением заливочной жидкости на забое не превышает 0,1 МПа, в связи с чем сужение ствола скважины в районе забоя практически отсутствует.

До глубины 2200 м скважина практически вертикальна, затем угол отклонения оси скважины от вертикали изменяется в пределах от 6 до 8о.

3. Оборудование

Буровой комплекс скважины 5Г-1

Буровой комплекс на станции Восток (рис. 2) включает в себя буровое здание 1, вышку 2, лебедку 3 с грузонесущим кабелем 4, пульт управления 5, буровой снаряд 6, устройство для монтажа бурового снаряда 7 и генератор постоянного тока 8 для питания привода буровой лебедки. Система питания бурового снаряда и управления его работой может эксплуатироваться при температуре до –60°C, при давлении до 40 МПа в скважине, залитой незамерзающей жидкостью.

Техническая характеристика бурового комплекса: Буровое здание: длина, м - 18 ширина, м - 4 высота, м - 3 Высота вышки, м - 15 Потребляемая мощность, кВт : генератор постоянного тока - 20 электродвигатель лебедки - 20 система обогрева - 12 освещение - 5 Средняя скорость спуско-подъемных операций при глубине скважины 4000 м, м/с - 0,7; Грузонесущий кабель: наружный диаметр, мм 16; разрывное усилие, кН - 97;


127

количество токоведущих жил - 8; удельное сопротивление одной токоведущей жилы, Ом/км - 9.

1 5 3 12

2

4

6 7 8 13

9 5 10 14

11

Рис. 2. Буровой комплекс на станции Восток: 1 - буровое здание; 2 - вышка; 3 - буровая лебедка; 4 - грузонесущий кабель; 5 - пульт управления;

6 - буровой снаряд; 7 - труборазворот; 8 - генератор постоянного тока; 9 - основной двигатель; 10 - редуктор; 11 - верхний ролик; 12 - отклоняющий ролик; 13 - ролик; 14 - геофизическая лебедка; 15 - скважина.

Электромеханический буровой снаряд

Колонковый электромеханический снаряд КЭМС-132 [7] (рис. 3) включает в себя коронку 1, колонковую трубу 2, шламосборный отсек с фильтром для сбора шлама 3, редуктор 4, приводной электродвигатель 5, насос 6, создающий обратную циркуляцию заливочной жидкости, распорное устройство 7 для восприятия реактивного момента на невращающейся части снаряда, ударное устройство 8, электроотсек 9 с кабельным замком 10 для подсоединения грузонесущего кабеля 11.

Электромеханический буровой снаряд работает следующим образом. Вращение от ротора электродвигателя 5 через редуктор 4 передается колонковой трубе с закрепленной на ней коронкой 1. Шлам, образующийся в процессе бурения, потоком заливочной жидкости увлекается в шламосборный отсек 3, где остается в фильтре. Заливочная жидкость, поднимаясь по центральным отверстиям валов редуктора и приводного двигателя, выбрасывается в затрубное пространство насосом 6. Коньки распорного устройства 7, контактируя со стенками скважины, не позволяют вращаться верхней части бурового снаряда при бурении.


128

Техническая характеристика бурового снаряда КЭМС-132 Диаметр коронки: - наружный, мм 135 - внутренний, мм 106 Длина колонковой трубы, м 3 Приводной двигатель: - напряжение питания, В ~220 - число оборотов ротора, об/мин 2800 Скорость вращения коронки, об/мин 90-220 Механическая скорость бурения, м/ч: по льду до 20 по подледниковым породам до 1,5 Общая длина, м 8 - 13 Масса, кг 240

Обсадная колонна

В верхней части скважины установлена обсадная колонна из пластиковых труб (рис. 4), аналогичная обсадным колоннам, которые применяются в Гренландии и на Куполе С [6]. Обсадная колонна была установлена перед переходом на механическое бурение при глубине скважины 2755 м. На нижнем конце колонны закреплен алюминиевый башмак, который нагревался при постановке колонны на уступ. После прохождения 0,5 м нагрев башмака был прекращен, и нижняя часть колонны оказалась вмороженной в лед. Затем над башмаком, в затрубном пространстве, была образована ледяная пробка на высоту 2 м. Это позволило гарантировать изоляцию проницаемого снежно-фирнового слоя от скважины.

Заливочная жидкость

В качестве основного компонента заливочной жидкости, применяемой при бурении глубоких скважин во льду, используются различные виды авиационного топлива. Ввиду низкой плотности жидких нефтяных топлив, при заполнении ими скважин во льду, не обеспечивается полная компенсация горного давления ледяной толщи. Для утяжеления столба жидкости в практике бурения используются различные добавки хлорфторуглеродов (фреон-11, фреон-141b).

Авиационное топливо Jet A-1 является в настоящее время наиболее распространенным за рубежом реактивным топливом и выпускается в ряде стран Европы (Англии, Германии, Швейцарии) и США. Авиационное топливо JP-8 выпускается в США и по своим свойствам близко топливу Jet A-1.

Для глубокого бурения при температуре льда ниже –30 °С в Санкт-Петербургском горном институте разработана рецептура низкотемпературной заливочной жидкости на углеводородной основе [1, 4]. В качестве углеводородной основы было выбрано авиационное топливо марки ТС-1 по ГОСТ 102227–86, а в качестве утяжелителеля был применен фреон-11 (CFC-11). При добавлении в керосин фреона одновременно с повышением плотности снижается вязкость смеси, что положительно сказывается на работе циркуляционной системы снаряда.

В 1987 г. в Монреале и в 1990 г. в Лондоне были приняты международные протоколы, согласно которым производство хлорфторуглеродов, которые способны разрушать озоновый слой, было сокращено на 50 % к 1995 г. и полностью прекращено к 2000 г. Учитывая это, с 1995 г. на станции Восток используется дихлорфторэтан (HCFC 141b) вместо СFС-11.


129

4.Результаты буровых работ

Работа бурового снаряда на забое состоит из следующих основных процессов:

– разрушение-резание льда; – очистка забоя и вынос шлама; – аккумуляция шлама в фильтре.

Эти три процесса взаимосвязаны и оказывают влияние друг на друга. Основные факторы, влияющие на процесс работы бурового снаряда на забое:

– геометрические характеристики резцов; – скорость вращения буровой коронки (скорость резания); – внедрение резцов в лед (толщина снимаемой стружки); – конструкция фильтров и каналов для выноса шлама; – параметры насоса, создающего призабойную циркуляцию заливочной жидкости.

Начало бурения скважины механическим способом характеризовалось постепенным ростом проходки (рис. 5), что связано, в первую очередь, с набором опыта членами буровой

1

5

2

6

3

7

4

8

Рис. 4. Нижняя секция обсадной колонны.

1

2

9

8

6

7

4

5

3

10

11

Рис. 3. Схема колонкового электромеханического бурового снаряда КЭМС-112


130

бригады, затем бурение стабилизировалось, и средняя проходка составляла около 2,8 м. Начиная с глубины 2930 м, появилась, увеличивающаяся с ростом глубины, нестабильность процесса бурения. Стали происходить неожиданные заклинивания коронки, что было даже при очень низких скоростях подачи бурового снаряда на забой (1 м/ч). На это накладывалось постепенное снижение рейсовой проходки. Несмотря на все принятые меры при достижении глубины 3350 м снова проявилась тенденция к снижению проходки, вплоть до полной остановки бурения. Длина рейса начинала катастрофически падать, и происходило зашламование коронки практически в самом начале рейса.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

2750 2850 2950 3050 3150 3250 3350 3450 3550 3650

Глубина скважины, м

Длина

кер

на

, м

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

14,0

16,0

18,0

20,0

Разм

ер

криста

ллов

льда

, мм

Рейсовая проходка Размер кристаллов льда

Рис. 5. Диаграмма изменения рейсовой проходки от глубины скважины.

Подобная ситуация типична для бурения всех глубоких скважин, которые выполняли специалисты многих стран в Антарктиде и Гренландии. Так как температура льда на больших глубинах приближается к точке плавления, появился термин «проблема бурения теплого льда». Это было связано с предположением, что в процессе резания льда появляется вода, что является причиной образования на резцах коронки ледяной корки, препятствующей его дальнейшему разрушению. При бурении глубокой скважины на итальянской станции (DOM C) [5] по европейской программе EPICA, постепенное снижение рейсовой проходки отмечалось с глубины 2500 м. При достижении глубины 3000 м рейсовая проходка снизилась с 3 м до 1 м, а при достижении глубины 3200 м буровые работы были остановлены из-за полного прекращения проходки.

Проведенный нами анализ причин осложнений, возникших в процессе бурения скважины 5Г, показал наличие связи рейсовой проходки с изменением кристаллической структуры проходимого льда и его физико-механических свойств. В районе станции Восток ледниковый покров до глубины 3000 м состоит из кристаллов, размеры которых не превышают 5–6 мм, затем размеры кристаллов начинают увеличиваться, приближаясь к ширине резцов, и на глубинах свыше 3500м размеры некоторых монокристаллов превышают 1 м.

Все участки скважины, прохождение которых сопровождалось проблемами в бурении, и которые удалось датировать, соответствуют периодам потепления палеоклимата во время образования льда, что выражается в увеличении размеров отдельных кристаллов. На глубине 3340 метров скважина вошла в базальный лед (лед, образовавшийся при кристаллизации озерной воды на подошве ледника), где величина отдельных кристаллов стала быстро увеличиваться.

При резании монокристаллического льда гранулометрический состав шлама значительно отличается от того, который получается при резании мелкокристаллического льда. Шлам


131

становится мелкодисперсным с размерами частиц менее 0,5 мм. Это существенно увеличивает гидравлические сопротивления при прохождении заливочной жидкости через фильтр, в результате чего снижается плотность шлама в фильтре, что приводит к снижению рейсовой проходки.

Зашламование коронки, по нашему мнению, связано с увеличением свободной поверхности частиц шлама и недостаточным расходом жидкости для промывки забоя и выноса шлама. При трении частиц шлама друг о друга в потоке заливочной жидкости выделяется тепло, и появляется вода, что приводит к образованию сальников. Таким образом, увеличение расхода жидкости должно привести к снижению концентрации частиц шлама и уменьшению опасности возникновения сальников.

Результаты буровых работ в январе 2011 года подтверждают правильность сделанных выводов о причинах зашламования и остановок бурения. Для проведения буровых работ был использован насос, обеспечивающий расход жидкости 70 л/мин, что в два раза превышает производительность штатного насоса. В конструкцию коронки также были внесены изменения, что позволило увеличить крупность шлама. В результате проведенной модернизации удалось стабилизировать процесс бурения и пройти за сезон 70 м, что для таких глубин считается отличным результатом. Кроме того, следует учесть, что температура льда ниже температуры плавления всего на 0,1 0С.

6. Заключение

В ходе бурения глубокой скважины на станции Восток накоплен большой объем данных, на основе которых можно с большой достоверностью моделировать процессы, протекающие в скважине во время бурения.

Полученный опыт практической работы позволяет сформулировать четкие требования к буровому оборудованию и технологии бурения в различных условиях с целью получения максимальной производительности буровых работ и обеспечения их безаварийности.


1. Кудряшов Б.Б. Промывочная жидкость для бурения в низкотемпературных ледовых отложениях / Кудряшов Б.Б., Пашкевич В.М. Чистяков В.К.// А.с. 992562. Опублик.1983, Бюл. 4. С. 117.

2. Кудряшов Б.Б. Бурение ледникового покрова Антарктиды тепловым способом / Кудряшов Б.Б., Чистяков В.К., Морев В.А.// 25 лет Советской антарктической экспедиции. - Л: Гидрометеоиздат, 1983 . С. 149-158.

3. Кудряшов Б.Б. Бурение скважин в условиях изменения агрегатного состояния горных пород / Кудряшов Б.Б., Чистяков В.К., Литвиненко В.С. - Л.: Недра. 1991. C.295.

4. Чистяков В.К. Промывочные среды для бурения скважин в мерзлых породах / Чистяков В.К., Талалай П.Г., Яковлева А.А. - М. 1999. С.78.

5. Augustin L. The EPICA deep drilling program / Augustin L. and Antonelli A. // Mem. Natl Inst. Polar Res., Spec. Issue 56. 2002. P. 226-244.

6. Johnsen S.J. The new improved version of the ISTUK ice core drill / Johnsen S.J., Gundestrup N.S., Hansen S.B., Schwander J. and Rufli H. // Proceedings of a Fourth International Workshop on Ice Drilling Technology, Tokyo, April 20-23, 1993, edited by O. Watanabe. Tokyo, Mem. Natl. Inst. Polar Res., Spec. Issue 49 –1994. –P. 9-23.

7. Kudryashov B.B., Vasiliev N.I. and Talalay P.G. (1994): KEMS-112 electromechanical ice core drill;Proceedings of a Fourth International Workshop on Ice Drilling Technology, Tokyo,April 20-23, 1993, edited by Okitsugu Watanabe. Tokyo, Met. Natl Inst. Polar Res., Spec. Issue, 49, 138-152.


М. І. Васильєв, А. М. Дмитрієв, П. А. Блінов, А. А. Проказов

Санкт-Петербурзький гірничий інститут, Санкт-Петербург, Росія

Результати буріння глибокої свердловини на російській станції Восток в Антарктиді

Буріння глибокої бурової свердловини 5Г на станції Восток (Східна Антарктида) з глибини 2755 м. проводилося електромеханічним снарядом Kems-132. Протягом зімовочного періоду 40-ой (1995) Російській антарктичній експедиції декількох сезонів свердловина була пробурена з глибини 2755 до


132

3623 м. В даний час свердловина 5Г має складну ступінчасту конструкцію. Верхні 120 м. свердловини ізольовано від водопроникного фірна обсадною колоною з внутрішнім діаметром 165 мм.

Заливальна рідина є сумішшю гасу і фреону F-141b і має середню щільність 928 кг\м3. Рівень рідини в свердловині знаходиться на глибині 40 м. Різниця між гірським тиском льоду і гідростатичним тиском рідини в забою свердловини приблизно 0,1 MПa. Відповідно, швидкість звуження ствола свердловини в забійній зоні не перевищує 0,1 мм/рік.

Приведені дані за технологією буріння електромеханічним буровим снарядом КЕМС-132 (опис бурового комплексу)

Ключові слова: буріння, глибока свердловина, Антарктида.

N. I. Vasiliev, A. N. Dmitriev, P. A. Blinov, A. A. Prokazov

St.Petersburg Mining Institute, Saint- Petersburg, Russia

Results of deep borehole drilling on Russian station Vostok in Antarctica

Drilling of a deep bore-hole 5G at Vostok station (East Antarctica) from the depth of 2755 m was carried out by electromechanical drill KEMS-132. During wintering of 40th (1995) Russian Antarctic Expedition and seasons the bore-hole was deepened from the depth of 2755 up to 3623 m.

At present the bore-hole 5G has a complicated stepwise structure. The casing with an inner diameter of 165 mm insulates the upper 120 m of the hole from permeable firn.

The drilling fluid, the mixture of kerosene and Forane F-141b as densifier, has an average density of 928 kg/m3. Its level in the hole is maintained at a depth of 40 m. The difference between the overburden pressure of ice and the hydrostatic pressure of the fluid at the bottom of the hole is estimated to be about 0.1 MPa. Accordingly, the rate of the bore-hole closure at the bottom is calculated to be less than 0.1 mm/year.

Data regarding to technology of drilling by electromechanical drill KEMS-132 (description of drilling complex, electromechanical drill, casing, stability of the bore-hole) are given.

Keywords: drilling, deep borehole, Antarctica.


133

УДК 622.812:622.235.222:622.817

С. А. Калякин ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет», Донецк, Украина

Определение критических параметров ударных волн при взрыве заряда ВВ, вызывающих воспламенение метановоздушной смеси

В работе определены критические параметры ударных волн, вызывающие воспламенение МВС при детонации в ней зарядов ВВ. Установлено, что ВВ, содержащие в составе соли-ингибиторы метана, воспламеняют МВС ударными волнами, имеющими более высокие параметры во фронте ударной волны, чем у непредохранительных ВВ.

Ключевые слова: ударная волна, детонация.

Вступление. Предохранительные взрывчатые вещества (ПВВ) применяются в опасных по газу и взрывам угольной пыли условиях угольных шахт. Они отличаются от непредохранительных ВВ наличием в составе специальных солей-ингибиторов реакции окисления метана кислородом воздуха, способных при взрыве заряда ингибировать большие объемы метановоздушной смеси (МВС). Однако до настоящего времени не исследовано влияние солей-ингибиторов на параметры ударных волн, вызывающих воспламенение МВС при взрыве в ней открытого заряда ПВВ.

Анализ предыдущих исследований. В ранее проведенных работах предложен механизм воспламенения МВС ударной волной на основе сопоставления необходимых условий для воспламенения взрывоопасной смеси с параметрами ударных волн, образованных в ней детонирующим зарядом ПВВ. Эти исследования выдвинули ударную волну на место наиболее вероятного источника воспламенения МВС при взрыве в ней заряда ПВВ. Однако известно, что при определенной концентрации ингибитора в МВС происходит прекращение ее горения и детонации и воспламенение метана ударными волнами при взрыве заряда ПВВ не произойдет. Таким образом, определение параметров ударных волн вызывающих при взрыве ПВВ воспламенение МВС с учетом ее ингибирования солями, входящими в состав ВВ является очень важным для решения проблемы безопасности взрывных работ в шахтах.

Целью работы является исследование критических параметров ударных волн, вызывающих воспламенение МВС при взрыве в ней заряда ПВВ, продукты детонации которого содержат соли-ингибиторы реакции окисления метана.

Материалы и результаты исследований. Определение начальных параметров ударных волн (УВ) в газообразной среде при детонации в ней заряда ВВ представляет собой достаточно сложную задачу. В работах [1,2] Л. Д. Ландау, К. П. Станюковича и Ф. А. Баума дается решение, которое позволяет определять параметры ударной волны вблизи поверхности заряда ВВ, в зависимости от давления детонации ВВ – РН, скорости его детонации – D и скорости истечения продуктов детонации в воздух WD. Тогда отношение давления во фронте ударной волны – Рх к давлению детонации ВВ на границе раздела «ВВ – газообразная среда» можно определить по формуле:

2)(2

)1()1(

D

Wn

P

P D

BB

aв

H

x

, (1)

где ρв, ρВВ – плотность воздуха и ВВ соответственно; n – показатель политропы продуктов детонации ВВ; γа – показатель адиабаты воздуха с учетом его ионизации, γа ≈ 1,2.

В работе [2] римановское решение доводится до конца, рассматривая отдельно обе части уравнения, описывающего расширение продуктов детонации и взрыва ВВ, и связывая решения в точке их сопряжения. Таким образом, имеем решение, позволяющее оценить в характерном для


134

этого случая интервале расширения скорость истечения продуктов детонации ВВ в газообразную среду:

1

2

1

13

1

1322

k

CD

n

nWD

n

n KD , (2)

где СК – скорость звука в точке сопряжения продуктов взрыва и продуктов детонации (ПД) ВВ; k – показатель адиабаты продуктов взрыва ВВ.

Уравнение (2) позволяет приближенно определить значение скорости истечения продуктов детонации ВВ в этом интервале. Тогда среднее значение скорости истечения можно найти из уравнения:

11

132

k

CD

n

nW K

Dcp , м/с. (3)

В соответствии с работой [2], значение скорости звука в продуктах взрыва ВВ равно:

n

n

H

KK P

P

n

DC 2

1

)(1

, (4)

где РК – давление продуктов взрыва ВВ в точке сопряжения ударных адиабат. Метод расчета давления продуктов взрыва ВВ в точке сопряжения дан в работе [3].

Известным методом (метод «аквариума») были определены параметры детонации зарядов промышленных ВВ II…VII классов. Это позволяет по уравнениям (1)…(4) рассчитать начальные параметры ударных волн в воздухе при взрыве зарядов промышленных ВВ. Результаты расчета приведены в табл. 1. Он сделан с учетом того, что продукты взрыва ПВВ содержат 20..40% соли-ингибитора. Поэтому показатель адиабаты продуктов взрыва (k) у ПВВ может быть меньше, чем у непредохранительных ВВ, имеющих состав продуктов взрыва, не содержащий конденсированных частиц ингибитора.

Табл. 1. Начальные параметры ударных волн в воздухе при взрыве ВВ

Параметры детонации ВВ Параметры истечения ПД в газовую среду

ПВВ

Класс

ВВ

ρВВ, кг/м3

D, м/с

n k РН, Па

WDср, м/с

Рх, Па

Предельный заряд в МВС,

кг

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Аммонит 6ЖВ

II 1050 4204 2,24 1,19 5,73 · 109 8197,2 9,054 · 107 ~ 0,010

Аммонит Т-19

IV 1050 4176 2,26 1,165 5,576 · 109 7448,05 7,475 · 107 ~ 0,025

Угленит Э-6

V 1220 2224 2,05 1,195 1,978 · 109 5758,57 4,468 · 107 ~ 0,25

Угленит 13П

V 1200 2318 2,09 1,145 2,087 · 109 5805,8 4,542 · 107 ~ 0,20

Угленит 12ЦБ

VI 1300 1927 2,23 1,13 1,495 · 109 4590,77 2,8399 · 107 ~ 1,2

Угленит 10П

VI 1250 1985 2,35 1,15 1,47 · 109 4752,52 3,049 · 107 ~ 1,0

Ионит VII 1170 1676 2,21 1,13 1,024 · 109 4417,07 2,629 · 107 ~ 1,5 Расчеты показывают, что начальные значения параметров воздушных ударных волн ПВВ

II…VII классов тем больше, чем больше их скорость детонации и энергия взрыва. Для ПВВ II…IV классов, имеющих высокую скорость детонации, начальные параметры ударных волн в воздухе или весьма близкой к нему 9,0%-ной МВС имеют очень большие значения, например, в 50…60 раз выше, чем давление во фронте детонационной волны МВС. Высокопредохранительные ВВ V…VII классов образуют при взрыве менее интенсивные ударные волны, однако и их параметры превышают параметры детонации МВС в 17,0…29,5 раз. Эти результаты показывают, что, если бы основным источником воспламенения МВС являлись бы ударные волны, то воспламенение метана происходило бы при взрыве любых ВВ. Вместе с тем, мы наблюдаем, что одни ВВ легко


135

воспламеняют МВС и имеют малый предельный заряд, а другие, наоборот, с трудом ее воспламеняют и имеют большой предельный заряд. Так, если сравнить аммонит Т-19 и ионит, то получается, что давление в образованных этими ВВ ударных волнах отличается в 2,84 раза, тогда как масса предельных свободноподвешенных зарядов при взрыве в МВС отличается в 60 раз. Это указывает на то, что начальные параметры ударных волн, образованных при взрыве зарядов ПВВ в МВС, не всегда следует рассматривать как критерий их антигризутности. Для уточнения механизма воспламенения МВС открытым детонирующим зарядом ПВВ были проведены исследования, которые базируются на результатах, полученных в работах [4,5].

В работе [4] В.В. Адушкин получил эмпирические уравнения, которые позволяют определить избыточное давление – фР во фронте воздушной ударной волны, скорость разлета

продуктов детонации ВВ (ПД) – Wп и радиус сферы продуктов взрыва, начиная с момента выхода детонационной волны на поверхность сферического заряда до момента достижения радиуса R = (10…15)rз, где rз – радиус заряда ВВ. В своей работе [5] автор получил значение коэффициента ау, который определяет часть потенциальной энергии взрыва, передаваемую при детонации открытого заряда ПВВ ударной волне. Этот коэффициент зависит от содержания ингибитора в составе ВВ и его скорости детонации. Для зарядов ПВВ с низкой скоростью детонации коэффициент ау= 0,45..0,55, а с высокой ау= 0,89..0,95. Воспользуемся этими результатами для преобразования эмпирических зависимостей, полученных для зарядов из тэна в работе [4]. При определении избыточного давления во фронте ударной волны и скорости разлета продуктов детонации открытых зарядов ПВВ вводим в эти уравнения коэффициент, учитывающий энергетическое подобие между ВВ, и коэффициент ау. В результате преобразования уравнений, полученных в работах [4,5], имеем:

38,1

46,0.

)/(

)(886,63549

з

унВВф rR

аЕР

, Па, (5)

65,0

5,02165,0

)/(

)1()(806,284

з

нВВu rR

ЕW

, м/с, (6)

где Ен – потенциальная расчетная удельная энергия взрыва ВВ, кДж/кг; – относительное удельное содержание в 1 кг ВВ конденсированной фазы в виде соли-

ингибитора, кг/кг. Критические размеры безопасной воздушной оболочки вокруг заряда, через которую не

передается детонация от ВВ к МВС, были установлены экспериментально, путем взрывания зарядов ПВВ в опытном штреке с взрывчатой МВС (9…10% СН4). В штреке подвешивали заряды ВВ разной массы, которые были отделены от взрывной камеры, заполненной МВС, воздушной оболочкой с известными размерами. В отдельных случаях штрек заполнялся МВС до устья, а заряды ВВ взрывали в воздухе. Согласно методике экспериментальной работы, предложенной проф. Шевцовым Н.Р., были установлены размеры воздушной оболочки, при которой взрываемый заряд в 10 опытах не вызывал воспламенение МВС, и размер оболочки, при которой происходили воспламенения. Средний размер воздушной оболочки в этих опытах рассматривали как критический и использовали его в уравнениях (5) и (6) для расчета критических параметров ударных волн. Экспериментальные и расчетные данные этих опытов приведены в табл. 2. В расчетах учитывали тот факт, что часть энергии взрыва ПВВ расходуется на нагрев и разгон частиц соли-ингибитора до скорости расширяющихся газообразных продуктов взрыва. Для того чтобы это учесть в уравнение (6) был введен коэффициент (1- ) степень при котором подобрали исходя из предположения, что соль-ингибитор и газообразные продукты взрыва находятся в термодинамическом равновесии и имеют максимальную скорость расширения при взрыве. Известно, что скорость расширения продуктов взрыва ПВВ зависит в большей степени от его энергии взрыва чем от скорости детонации, так как предохранительные ВВ имеют неидеальный режим детонации. Скорость неидеального режима детонации ПВВ зависит от содержанием в составе ВВ сенсибилизатора и его детонационной способности.


136

Таблица 2 – Критические параметры воздушных оболочек вокруг зарядов ВВ и ударных волн в них при воспламенении МВС

Начальные параметры ударной волны (УВ)

Критические параметры УВ для МВС

Тип ВВ Класс

Приведенный

радиус заряда ВВ, rз, м

Критический радиус оболочки, R, м

R rз

давление, ΔРф, Па

скорость истечения ПД, Wn,

м/с

давление, ΔРф, Па

скорость, Ду, м/с

1 2 3 4 5 6 7 8 9 Тротил I 0,03581 1,3 36,303 7,5946·107 7024,9 5,343·105 805,7 Аммонит 6ЖВ

II 0,03581 0,65 18,151 6,9044·107 7851,3 1,264·106 1153,8

-//- -//- 0,0451 0,88 19,512 -//- -//- 1,1442·106 1103,4

-//- -//- 0,0516 1,05 20,3488 -//- -//- 1,08·106 1076,0

Детонит 10А II 0,0343 0,78 22,7405 8,293·107 7968,3 1,1126·106 1090,0

Детонит 10А

II 0,04315 0,95 22,016 8,293·107 7968,3 1,163·106 1111,5

-//- -//- 0,05435 1,2 22,079 -//- -//- 1,159·106 1109,5

Аммонал скальный

1 II 0,03581 0,95 26,529 8,208·107 7950,9 8,91·105 990,7

Аммонит ПЖВ-10

IIІ 0,04099 0,6 14,6377 6,597·107 7260,6 1,6255·106 1289,7

-//- -//- 0,0591 1,0 16,92 -//- -//- 1,331·106 1179,3

Аммонит ПЖВ-20

IV 0,0358 0,43 12,0112 6,2744·107 6668,1 2,031·106 1427,5

-//- -//- 0,041 0,58 14,1463 -//- -//- 1,621·106 1287,9

-//- -//- 0,0591 0,95 16,0744 -//- -//- 1,359·106 1190,1

Угленит Э-6 V 0,0599 0,375 6,204 4,5895·107 5660,8 3,651·106 1877,4

Скорость ударной волны, входящей в МВС из воздушной оболочки, окружающей заряд

ВВ, определяли по уравнению, полученному в результате обработки табличных данных работы [1]:

49305,0)46245,1(4,315а

фу Р

PД

, м/с, (7)

где Ра – атмосферное давление воздуха, Па. Температуру МВС во фронте ударной волны определяли по формуле, полученной в

работе [6]:

yф TTT 0 ,

где Ту = 2

2

)1()(

2

k

k

ТС

Д

р

у

– ударное приращение температуры МВС во фронте волны, °К;

То – начальная температура МВС, °К; Ср(Т) – молярная теплоемкость МВС при постоянном давлении в диапазоне температур

(То…Ту); k – отношение теплоемкостей Ср(Т)/Сv(Т).

На рис. 1 показана зависимость температуры МВС в ударном фронте от скорости волны.


137

Рис. 1. График зависимости температуры МВС во фронте ударной волны от ее скорости Анализ экспериментальных и расчетных данных, приведенных в табл. 2, показал

следующее. Имеется хорошее совпадение результатов расчета начального давления во фронте ударной волны на границе раздела «заряд-воздух» и скорости истечения продуктов детонации ВВ в воздух с экспериментальными данными и расчетом по эмпирическим зависимостям, полученным в работах [4,5]. Это позволяет утверждать, что критические параметры ударных волн для МВС, полученные для каждого типа ВВ, являются достоверными и сравнимыми между собой, что поможет установить интересующую нас зависимость критических параметров УВ, воспламеняющих МВС, от типа взрываемых в ней ВВ (непредохранительные и ПВВ).

Непредохранительные ВВ II класса являются сбалансированными по кислороду взрывчатыми смесями. Продукты взрыва этих ВВ, как правило, состоят из высших окислов горючих элементов. В эксперименте аммонит 6ЖВ, детонит 10А и аммонал скальный 1 (прессованный) имели при взрыве практически одинаковые критические параметры ударных волн, необходимые для воспламенения МВС: ΔРф = (0,9…1,1)·106 Па. Совсем другая картина наблюдалась при взрыве зарядов тротила, имеющего резко отрицательный кислородный баланс. Продукты взрыва этого ВВ состоят, в большей части, из продуктов неполного окисления горючих элементов. Поэтому при взрыве они дают в смеси с воздухом вторичное пламя, которое, как видно из эксперимента, сильно снизило критические параметры ударных волн, необходимые для воспламенения МВС: ΔРф = 5,3·105 Па, что примерно в два раза меньше, чем у ВВ ІІ класса. Противоположным действию тротила на МВС в экспериментах было действие ПВВ, которые, как


138

известно, сбалансированы по кислороду и содержат в своем составе соль-ингибитор реакции окисления метана. Для зарядов ПВВ ІІІ…V классов было установлено, что чем больше в их составе ингибитора, тем выше критические параметры ударных волн, необходимые для воспламенения МВС. На рис. 2 показан график зависимости критического давления во фронте ударной волны, воспламеняющей МВС, от содержания ингибитора в продуктах взрыва ПВВ. Данная зависимость описывается эмпирическим уравнением:

)0144133,0(0083,11

31,9522

ехр

Pф , Па. (8)

Рис. 2. График зависимости давления Рф во фронте ударной волны, воспламеняющей МВС от содержания в продуктах взрыва ПВВ ингибитора

Анализ экспериментальных результатов показал, что увеличение концентрации соли-

ингибитора в продуктах взрыва ПВВ повышает критические параметры УВ, необходимые для воспламенения МВС. Так, например, для непредохранительного аммонита 6ЖВ, не имеющего ингибитора в составе, то есть ε = 0, критические параметры УВ составили: ΔРф = 1,12·106 Па, Ду = 1111,0 м/с, для предохранительного угленита Э-6 они имели следующие значения: ΔРф = 3,65·106 Па, Ду = 1877,4 м/с. Другой интересный факт заключается в том, что температура ударно-сжатой МВС во фронте волны для критических условий инициирования взрывной реакции при взрыве аммонита составила Тф = 775,3 0К, а при взрыве угленита 1470,5 0К. Температуру ударного сжатия МВС во фронте УВ рассчитывали по уравнению:

Тф = 275,94 + 3,43566·10-2уД + 4,4974·10-4 2

уД – 6,8772·10-8 3уД , °К.


139

Таким образом, исследования показали, что наличие в продуктах взрыва ВВ соли-ингибитора реакции окисления метана оказывает существенное влияние на параметры ударных волн, инициирующих взрыв МВС. Наличие ингибитора в составе ПВВ может существенно затруднить воспламенение МВС при взрыве в ней заряда. Механизм ингибирования ударно-сжатой МВС солью основан на рекомбинации ингибитором активных центров в зоне реакции и эффективном ее торможении вплоть до полного прекращения. Высокая скорость полета наночастиц ингибитора и малое миделевое сечение частиц позволяет им двигаться вслед за ударной волной на большее расстояние, чем радиус расширения газообразных продуктов взрыва заряда. По мере расширения продуктов взрыва и движения УВ происходит возрастание периода индукции МВС за ударной волной вследствие уменьшения ее параметров, а быстро летящие наночастицы ингибитора за этот период времени достигают зоны ударно-сжатой МВС. Это приводит к ингибированию реакции окисления метана в смеси, ее прекращению и подавлению воспламенения МВС.

Вывод. Установлено, что ввод в состав ВВ соли-ингибитора реакции окисления метана существенно влияет на параметры УВ, вызывающие воспламенение и детонацию МВС. В результате на определенном расстоянии от заряда происходит подавление реакции окисления метана ингибитором при воспламенении МВС. Поэтому применение ПВВ, содержащих соли-ингибиторы реакции окисления метана обеспечивает безопасность взрывных работ в угольных шахтах.


1. Физика взрыва [монография] / Ф. А. Баум, Л. П. Орленко, К. П. Станюкович, В. П. Челышев, Б. И. Шехтер. – М.: Наука, 1975. – 705 с.

2. Ландау Л. Д. Определение скорости истечения продуктов детонации конденсированных взрывчатых веществ: Собр. тр. Л. Д. Ландау. Т. 1 / Л. Д. Ландау, К. П. Станюкович – М.: Наука, 1969. – С. 499-503.

3. Зельдович Я. Б. Теория детонации / Я. Б. Зельдович, А. С. Компанеец – М.: Гостехиздат, 1955. – 268 с. 4. Адушкин В. В. О формировании ударной волны и разлете продуктов взрыва в воздухе / В. В. Адушкин –

ПМТФ. - 5, 1963. – С. 107-115. 5. Калякин С. А. О влиянии энергии, передаваемой при взрыве ВВ в ударную волну, на

предохранительность // Научные труды ДонНТУ: Серия «Горно-геологическая». Вып. 86 / С. А. Калякин – Донецк: ДонНТУ, 2005. – С. 37-44.

6. Розловский А. И. Научные основы техники взрывобезопасности при работе с горючими газами и парами / А. И. Розловский – М.: Химия, 1972. – 364 с.

Надійшла до редколегії 20.12.2011/

С. А. Калякин

ДВНЗ «Донецький національній технічний університет», Донецьк, Україна.

Визначення критичних параметрів ударних хвиль при вибуху заряду ВВ, що викликають займання метаноповітрянної суміші

У роботі визначені критичні параметри ударних хвиль, викликающие займання МВС при детонації в ній зарядів ВР. Встановлено, що ВР, що містять у складі солі-інгібітори метану, воспламеняют МВС ударними хвилями, що мають більш високі параметри у фронті ударної хвилі, ніж у незапобіжних ВВ.

Ключові слова: ударна хвиля, детонація.

S. A. Kalyakin


Determination of critical parameters of shock waves at explosion causing ignition of a methane -air mix

The critical parameters of shock waves which activate inflammation of methane-air mixture during detonation of explosives are adjusted in this work. The explosives which have methane salts-inhibitors in his composition are ignite the methane-air mixture with the shock waves. The shock waves of explosives have higher parameters in front of shock wave in comparison with non-permissible explosives.

Keywords: shock waves, detonation.


140

УДК 622.245

Я. С. Коцкулич, Є. Я. Коцкулич, О. І. Кирчей, О. Б. Марцинків, М. В. Сенюшкович

Івано-Франківський національний технічний університет нафти і газу, Івано-Франківськ, Україна

Шляхи підвищення якості розмежування пластів в ускладнених гірничо-геологічних умовах

Виділено показники, за якими оцінюють якість розмежування пластів. Проведено аналіз якості розмежування пластів на основі промислових та теоретичних досліджень. Встановлено основні шляхи поступлення пластового флюїду у заколонний простір свердловини. Запропоновано методи вирішення даної проблеми.

Ключові слова: розмежування пластів, герметичність свердловини, міжколонний тиск, тампонажний камінь, розширення

Актуальність проблеми якісного розмежування пластів при спорудженні та експлуатації нафтових і газових свердловин зростає не дивлячись на те, що для її розв’язання проведено великий обсяг наукових досліджень, промислових випробувань та ін. Багатогранні взаємозв’язки між геологічними, хімічними і фізичними чинниками, що спостерігаються під час кріплення та експлуатації свердловин, ставлять складні завдання, які неможливо вирішувати, спираючись тільки на практичний досвід.

Від якості розмежування пластів залежить довговічність свердловини як інженерної споруди, тривалість безводної її експлуатації, можливість застосування різних методів стимулюючої дії на пласт та ефективність розробки нафтогазових родовищ взагалі. Кріплення свердловини є не тільки завершальною стадією, але і визначальною при оцінці якості її будівництва. Герметичність свердловини є інтегральним показником її довговічності та екологічної безпеки, тому підвищення герметичності залишається актуальним напрямком досліджень у галузі кріплення свердловин.

Прямими ознаками якісного розмежування пластів вважаються: – видобування флюїдів без припливу сторонньої води; – відсутність між пластових перетоків; – відсутність тиску у міжколонному просторі.

Однак, оцінити якість розмежування пластів відразу після очікування твердіння тампонажного каменю за прямими ознаками неможливо, оскільки вони проявляються на стадії експлуатації свердловини. Тому в період очікування твердіння тампонажного каменю та після заключних робіт використовують геофізичні методи дослідження, і якість розмежування пластів оцінюють за непрямими показниками до яких належать:

– ступінь розповсюдження тампонажного розчину по глибині у кільцевому просторі свердловини;

– ступінь заміщення промивальної рідини тампонажним розчином у кільцевому просторі свердловини;

– стан контакту тампонажного каменю з стінками свердловини та обсадною колоною; – наявність дефектів у тампонажному камені (канали, тріщини, раковини, порожнини та ін.); – межі змішування тампонажного розчину та промивальної рідини у кільцевому просторі свердловини;

– відповідність фактичних термінів тужавіння тампонажного розчину прогнозованим за лабораторними дослідженнями. Незадовільний стан розмежування водонафтогазоносних пластів підтверджується тим, що

за останні роки більшість видобувних свердловин експлуатується з рівнем обводненості понад 70 % [1], однією з причин якого є виникнення заколонних перетоків води між пластами з різним тиском на пізніх стадіях розробки родовища. У свердловині 102 Яблунівського газоконденсатного родовища було зафіксовано відсутність зчеплення цементного каменя з експлуатаційною колоною в інтервалі залягання продуктивного горизонту та заколонні перетоки пластової води по каналах між колоною і цементним кільцем, що призвело до обводнення горизонту В-17 у свердловинах 76 і 102 цього родовища.


141

Аналіз промислових даних свідчить про те, що на багатьох родовищах нафти і газу України міжколонні тиски виявлені у свердловинах ще до здачі їх в експлуатацію. Так в НГВУ «Полтаванафтогаз» у 23,5 % газових свердловин міжколонні тиски виникли на стадії спорудження, а в ГПУ «Полтавагазвидобування» таких свердловин виявилось 16,7 %.

За даними аналізу Полтавського відділення УкрДГРІ [2] за вісім років в ДП «Полтаванафтогазгеологія» і ДП «Чернігівгазгеологія» на етапі закінчування свердловин в експлуатаційних колонах зафіксовано сім випадків заколонних перетоків пластових флюїдів з міжколонними тисками, десять випадків негерметичності експлуатаційної колони, у двох випадках за даними акустичного цементоміра контакт цементного каменя з експлуатаційною колоною був відсутній повністю або частково.

Кількість свердловин з міжколонними тисками (МКТ) на підземних сховищах газу (ПСГ) коливається від 10 до 60 %. Аналіз показав, що із 300 свердловин на ПСГ у 25 % виявлені міжколонні тиски з різними величинами (у 50 % свердловин МКТ дорівнювали до 0,1 МПа, у 25 % – від 0,1 до 1,0 МПа, у 20 % від 1,0 до 3,0 МПа, у 5 % - від 3,0 до 5,0МПа, а у деяких свердловинах МКТ перевищував 5,0 МПа). На проведення операцій з ліквідації МКТ витрачається багато часу, значні матеріальні затрати і в той же час вони не ефективні, так як у 50-70 % відновлених свердловин через 5-6 років знову виникли міжколонні тиски.

Дослідженню причин виникнення МКТ і міжпластової міграції флюїдів присвячені роботи Ашрафяна М.О., Банатова В.П., Бережного О.І., Булатова А.І., Колісника В.І., Навроцького Б.І., Левайна А.К. та багатьох інших, якими розроблено нові тампонажні матеріали і технології цементування. Однак запропоновані заходи повністю не вирішують проблему якісного кріплення свердловин. Підвищення герметичності заколонного простору можна досягнути тільки впровадженням комплексних заходів з врахуванням гірничо-геологічних умов для конкретної свердловини.

Особливо складною є проблема якісного розмежування пластів насичених різноманітними флюїдами. При споруджені свердловин на нафтових і газових родовищах України особливе місце займають питання їх герметичності. Основним показником герметичності свердловин є відсутність заколонних газонафтоводопроявлень (ГНВП), які стають причиною міжпластових перетоків (МПП) та виникнення на усті МКТ. Аналіз опублікованих даних показує, що від 10 % до 60 % фонду свердловин на різних газових родовищах світу мають заколонні і міжпластові перетоки.

Найнебезпечнішою з точки зору виникнення ГНВП і МПП є початкова стадія очікування затвердіння цементного розчину (ОЗЦ). На цій стадії формування цементного каменю, коли він являє собою проникну матрицю продуктів гідратації твердої фази розчину, поровий простір якої заповнений рідиною замішування, створюється небезпека виникнення міграції пластового флюїду, що стає причиною суфозійного каналоутворення [2].

Лабораторними дослідженнями встановлено, що у процесі гідратації цементний розчин з часом втрачає здатність до передачі гідростатичного тиску свого стовпа. Причиною цього явища є перехід від фільтрації флюїду через пористе середовище до молекулярно-дифузійного масопереносу внаслідок заростання каналів. Як наслідок вищесказаного, при відсутності «активного» протитиску на напірні горизонти створюються сприятливі умови для проникнення флюїдів у свердловину на ранній стадії тужавіння. Наявність відкритих пор залежить від темпів кристалоутворення, тобто, набору міцності каменя. Якщо утворений цементний камінь набуде достатньої міцності до моменту виникнення депресії на продуктивний горизонт, то створюється можливість опору пластовому флюїду, в протилежному випадку проходить порушення герметичності цементного кільця.

Проникненню рідини і газу через тампонажний розчин на ранній стадії тужавіння можна запобігти шляхом добавки до нього розчинних полімерів, що призводить до підвищення в’язкості порової рідини. При цьому слід враховувати, що домішка полімерів до тампонажного розчину може негативно вплинути на прокачуваність останнього. Окрім того, відомо, що в’язкість полімерних розчинів падає з підвищенням температури, що зменшує їх блокуючу здатність.

Герметичність затрубного простору може бути забезпечена шляхом введення до складу інгредієнтів тампонажних сумішей рідин, що утворюють з водою гель. Авторами [2] був проведений систематизований пошук такої гелеутворюючої рідини, за результатами якого були


142

вибрані кремнійорганічні рідини з ряду силанів, що утворюють при змішуванні з водою однорідний гель з високими реологічними властивостями.

З метою перевірки можливостей регулювання терміну прокачуваності тампонажних розчинів з домішками кремнійорганічних рідин були проведені лабораторні дослідження для різних термобаричних умов цементування. В якості регулятора термінів прокачуваності була використана нітротриметилфосфонова кислота (НТФК). За результатами досліджень підібрані рецептури тампонажних розчинів з домішками кремнійорганічних рідин, в якості в’яжучих були використані портландцемент та цементно-зольні суміші.

Наявність фільтраційної кірки на стінках свердловини і плівки промивальної рідини на обсадних трубах створює передумови для неякісного розмежування пластів, оскільки у цьому разі контакт цементного каменю на межах із стінкою свердловини та обсадною колоною негерметичний. Щільності контакту можна досягти, якщо надати тампонажному цементу властивості розширення при затвердінні.

Для того, щоб тампонажний камінь при розширенні створював додатковий тиск на обмежуючі стінки, що необхідно для герметизації контактуючих поверхонь, цементний розчин повинен мати структуру певної міцності і одночасно здатність до пластичної деформації [3]. Звідси зрозуміло, що значне розширення і тиск за рахунок розширення із збереженням монолітності структури можуть відбуватись тільки на певній стадії затвердіння цементного розчину.

Відомі два способи надання тампонажному каменю властивостей розширення. В першому випадку до складу тампонажного розчину можна вводити речовини, які при хімічній реакції між собою чи складовими розчину утворюють газоподібні продукти. Збільшення кількості газу в ході реакції (а також підвищення температури), призводить до розширення пухирців газу і виникнення власних напружень. Цей спосіб часто використовується для цементів, які твердіють на поверхні, однак при застосуванні тампонажних розчинів на значній глибині, розширенню пухирців газу чинить опір гідравлічний тиск. Виключення можливі у випадках тампонування зон поглинань, де таке розширення може бути забезпечене.

У другому випадку вводять речовини (добавки, що надають цементам властивості розширення), які в ході хімічної реакції між собою чи складовими тампонажного розчину утворюють кристалічні продукти. Ріст кристалів таких речовин в порах тампонажного каменя є причиною появи власних напружень, які викликані кристалізаційним тиском.

На початковій стадії твердіння тампонажному каменю притаманна відкрита пористість, тому гідравлічний тиск не чинить перепони деформації середовища і суттєво не впливає на розширення. Власні напруження в такому випадку регулюються кінетикою розвитку та величиною кристалізаційного тиску і визначаються вибором добавки, що надає цементам властивості розширення відносно властивостей цементу та умов твердіння.

Найчастіше до тампонажних цементів додають розширюючі домішки на оксидній основі (CaO, MgO). Вони створюють тиск внаслідок кристалізації важкорозчинних гідроксидів під час гідратації оксидів. Кристали Ca(OH)2, що утворюються у разі добавки СаО, роздрібнюють крупні капілярні пори, що призводить до зменшення розміру пор майже на порядок. Із зростанням температури розширення послаблюється і за 75 °С практично відсутнє. Тому для свердловин з більш високими температурами доцільно застосовувати менш активну розширюючу добавку – оксид магнію.

Для нормальних температур в межах 15-50·°С ефекту розширення можна досягти змішуванням портландцементної основи і гіпсоглиноземистої добавки, що забезпечує сульфоалюмінатний принцип розширення. Розширення тампонажного розчину і каменю в даному разі пов’язане з утворенням чотирьохкальцієвого гідроалюмінату.

Використання традиційних способів цементування не може забезпечити високу якість кріплення із-за недостатньо ефективного керуванням процесом формування структури і регулювання властивостей тампонажних матеріалів (густини, міцності, розширення та ін.) [4]. У зв’язку з цим очевидна роль нових методів регулювання процесів структуроутворення за допомогою напівфункціональних добавок, в тому числі пластифікуюче-прискорюючої дії, що дозволяє при збереженні або покращенні реологічних властивостей розчину знизити водоцементний фактор і цим забезпечити кращі умови формування цементного каменя у кільцевому просторі.

Проведені дослідно-промислові роботи з цементування свердловин за комплексною технологією цементування НПЦ «Нефтемаш-Наука» [5], за якою на основі аналізу вихідної геолого-технічної інформації конкретної свердловини визначають інтервали в заколонному просторі, які необхідно заповнити тампонажним розчином з підвищеною ізолюючою здатністю, що формує герметичне кільце. Решта інтервалів заповнюють газонаповненими тампонажними системами (ГТС). Рецептуру кожної порції визначають виходячи із значень геолого-технічних


143

параметрів конкретної свердловини, що змінюються з глибиною (кільцевий зазор, зенітний кут, температура, градієнт тику поглинання, градієнти пластових і міжпластових тисків кожного пласта у відкритому стволі).

На основі аналізу промислових даних з якості розмежування продуктивних пластів та результатів досліджень можна зробити висновок, що вирішення проблеми підвищення герметичності заколонного простору свердловини може бути досягнуто за рахунок розроблення і впровадження:

– тампонажних розчинів з пониженою водовіддачею і водовмістом; – тампонажних розчинів, камінь з яких розширюється на стадії тужавіння і раннього твердіння;

– ступеневого цементування з використанням порцій тампонажних розчинів з різними строками загуснення цементного розчину з таким розрахунком, щоб нижня порція цементного розчину перетворилася у тверде тіло раніше, ніж верхня порція почне загущуватися, що дозволить створювати гідростатичний тиск на нижню порцію у процесі її тужавіння і набору ранньої міцності;

– нових методів регулювання процесів структуроутворення за допомогою напівфункціональних добавок, в т. ч. пластифікуюче-прискорюючої дії.


1. Лігоцький М.В. Підвищення якості кріплення нафтогазових свердловин в зоні продуктивних горизонтів / М.В. Лігоцький, І.І. Наритник // Нафтова і газова промисловість. - 2003. - 6. - С. 23 - 25.

2. Лужаниця О.В. Шляхи попередження міграції пластового флюїду у період ОТЦ / О.В. Лужаниця, С.Г. Михайленко, Я.С. Коцкулич, О.Г. Лазаренко // НТЗ. Розвідка і розробка нафтових і газових родовищ. Серія: Буріння нафтових і газових свердловин, м. Івано-Франківськ, ІФНТУНГ. - 1997. - 34. - С. 89 - 91.

3. Коцкулич Я.С. Закінчування свердловин / Я.С. Коцкулич, О.В. Тищенко // К.: Інтерпрес ЛТД. - 2009. – 368 с.

4. Клюсов А.А. Специальные тампонажные материалы / А.А. Клюсов, И.А. Клюсов // М.: ОАО ИРЦ Газпром. - 2003. – 63 с.

5. Григулецкий В. Г. Повышение эффективности цементирования обсадных колонн газовых соленосных скважин Харвутинской площади Ямбургского месторождения / В.Г. Григулецкий, В.И. Петреску, А.Б. Колпиков // НТЖ. Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море. - 2009. – 3. – С. 38–46.


Я. С. Коцкулич, Е. Я. Коцкулич, О. И. Кирчей, О. Б. Марцинков, М. В Сенюшкович.

Ивано-Франковский национальный технический университет нефти и газа, Ивано-Франковск, Украина

Пути повышения качества разобщения пластов в осложненных горно-геологических условиях

Выделены показатели, по которым оценивают качество разобщения пластов. Проведен анализ качества разобщения пластов на основе промышленных и теоретических исследований. Установлены основные пути поступления пластового флюида в заколонное пространство скважины. Предложены методы решения данной проблемы.

Ключевые слова: разобщение пластов, герметичность скважины, межколонное давление, тампонажный камень, расширение

Y. S. Kockilich, E. Y. Kockulich, O. I. Kirchey, O. B. Marcinkiv, M. V. Senyushkovich

Ivano-Frankivsk National Technical University of Oil and Gas, Ivano-Frankivsk, Ukraine

Ways of improvement of formation isolation quality in the complicated mining-and-geological conditions

Indices which help to evaluate formation isolation quality were outlined. Analysis of formation isolation quality based on industrial and theoretical studies was conducted. Basic ways of formation fluid inflow into annulus were determined. Methods of solving of the problem were proposed.

Keywords: formation isolation, well tightness, intercolumnar pressure, plugging rock, expansion.


144

УДК 622.242:534-16

Г. М. Улитин, Ю. В. Петтик Донецкий национальный технический университет, Донецк, Украина

Крутильные удары в двухступенчатых бурильных колоннах

В статье переведены результаты исследований крутильного удара в двухступенчатых бурильных колоннах при заклинивании режущего инструмента. Исследования выполнялись для геологоразведочного бурения.

Ключевые слова: колебания, бурильная колонна, инструмент, напряжения

Бурильная колонна представляет собой сложный и ответственный элемент буровой системы, обеспечивающая проведение скважины. Поломка отдельного элемента бурильной колонны часто приводит к сложным авариям, ликвидация которых занимает длительное время, что приводит к значительным непроизводительным затратам.

На напряженно-деформированное состояние бурильной колонны оказывают влияние многие факторы. Так, например, статические и циклические нагрузки, определение которых не вызывает особых трудностей подробно рассмотрены в ряде работ [1, 2]. При этом, расчет и учтет динамических процессов, в частности крутильных колебаний в двухступенчатых бурильных колоннах из-за трудностей математического и вычислительного характера у многих исследователей описан лишь качественно [1].

При бурении скважин источником крутильных колебаний и ударов в колонне является не только неравномерность их вращения из-за изменения момента сопротивления со стороны забоя, а также заклинивание инструмента осыпями, шламом и др.

Крутильные удары в однородных бурильных колоннах изучены в работах [3, 4]. Собственные крутильные колебания для двухступенчатых колонн рассмотрены в работах [5].

Таким образом, эксплуатация буровых установок связана с динамическими процессами, протекающими в них. Крутильные колебания и ударные процессы в бурильной колонне являются одним из основных источников поломок технологического оборудования, что приводит к тяжелым авариям, а иногда. к многомесячным простоям на буровых участках. Поэтому, обстоятельное изучение динамики буровых установок является важным условием их эффективного проектирования и рациональной, безаварийной эксплуатации.

Целью настоящей работы является изучение крутильных колебаний в двухступенчатых бурильных колоннах при заклинивании режущего инструмента, как наиболее опасного явления при работе бурильных колонн.

Расчетная схема данной задачи представлена на рис. 1. Аналогично, как в работе [5], математическую модель крутильных колебаний рассмотрим отдельно на каждом участке бурильной колонны

,2,1,2

22

2

2

ix

at

ii

i (1)

где i - углы закручивания поперечных сечений i – го участка колонны; i

ipii J

JGa

,0

,2 , iG –

модуль упругости второго рода; – полярный момент инерции площади поперечного сечения;

ioJ , – момент инерции массы единичной длины участка системы относительно продольной оси

вращения. Воспользуемся условиями сопряжения двух участков колонны


145

0

l2

x

l

l1

Рис. 1. Расчетная схема бурильной колонны );,(),( 1211 tltl

).,(),( 122,2111,1 tlJGtlJG pp (2)

Массу режущего инструмента учитывать не будем, т. к. рассматриваем задачи о прихвате (заклинивании) режущего инструмента. Начальные условия в этом случае имеют вид

0000 ),x(,),x( , (3)

где 0 - угловая скорость вращения бурильной колонны, а граничные условия, в зависимости от

изучаемых задач:

000 21 )t,l(;)t,( . (4)

или

.)t,l(;)t,( 000 21 (5)

Собственные функции граничной задачи (1), (4,5) представим в виде

lxl,xksinBxkcosA

lx;xksinBxkcosA)x(X

,n,n,n,n

,n,n,n,nn

12222

11111 ;0 (6)

где i

ni,n a

k

, 2211 akak ,n,nn – собственные частоты колебаний системы, 21 lll .

Если собственные функции (6) подставить в условия стыковки участков (2) и в граничные условия (4), то получим однородную линейную систему линейных алгебраических уравнений

относительно неизвестных коэффициентов inA , и inB , )2,1( i

).lkcosBlksinA(Jk

)lkcosBlksinA(Jk

lksinВlkcosAlksinВlkcosA

;lksinВlkcosA

;A

,n,n,n,n,p,n

,n,n,n,n,p,n

,n,n,n,n,n,n,n,n

,n,n,n,n

,n

122122222

111111111

122122111111

2222

1

G

G

;

0

0

(7)


146

Систему уравнений (7) приведем к виду

,lksinBlkcosA

lkcosВlksinAlkcosВ

lksinВlkcosAlksinВ

,n,n,n,n

,n,n,n,n,n,n

,n,n,n,n,n,n

0

;0

;0

2222

122122111

122122121 (8)

где .2,22,0

1,11,0

p

p

JGJ

JGJ

Приравнивая определитель системы (8) к нулю, получим уравнение для определения

собственных значений i,n , которые определяют спектр собственных частот колебаний

,cossinsincos nnnn 0 (9)

где 2,nn , 12

21

al

al .

В частности для однородной колонны ( l;0 21 ll ) следует известный случай

0sin n nn .

Аналогично получаем уравнение для граничных условий (5)

,sinsincoscos nnnn 0 (10)

из которого следует известный случай для однородной колонны: .nn

2

Зная собственные значения n граничных задач можно легко найти собственные частоты

колебаний бурильной колонны .l

ann

2

2

На примере второй задачи (5) роторного способа бурения определим напряженно-деформированное состояние колонны при таком крутильном ударе. В частности такая задача решена для однородной колонны в работе [4].

Из первого начального условия (3) следует

.sin)(),(1

txXAtx nnn

n

(11)

Из последнего уравнения системы (3) определим

ltgkAB ,n,n,n 222 , а из первого lkcoslksin

cosAB

,n,n

n,n,n

21121

.

Для определения коэффициентов 2,nA применим метод Фурье с учетом, что собственные

функции ортогональны с весом [5]

,lxl,J

;lx,J)x(

,

,

120

110 0

.lxl,xksinlktgxkcos

;lx,lkcoslksin

xksincos

)x(X

,n,n,n

,n,n

,nn

n

1222

1211

1 0


147

Получим выражение для квадрата нормы собственных функций

.

cossincossin

2coscossinsin

cos

cos2)()(

12,12,1,2,

12,2,022

211,0

2,2

2

0

22

lklklklk

lkJa

aJ

lk

ldxxXx

nnnn

nnnnnn

n

nn

l

nn

И тогда из второго начального условия (3) находим

.sinJsina

)(cosJa

lkcosa

lA n,

n

nn,

,nnn,n

202

101

222

2

220

2

1

Определим касательные напряжения, возникающие в нижней части колонны бурильных труб, в зоне соединения режущего инструмента с трубами, как наиболее опасные в технологии бурения

,lkcoslksin

tsinsinA

la

RGa

x

)t,(RG

n ,n,n

nnn,n

1 211

2

21

11211

0 (12)

где 1R , 2R - радиусы соответствующих частей колонны.

По формуле (12) были вычислены напряжения в зависимости от безразмерного времени

2

2

l

ta для глубины бурения: l = 84064054044034024014090 ,,,,,,, м; при бурении

станком ЗИФ 1200-МР с параметрами бурильной колонны: 11

1 10697 ,G ; 049501 ,R м;

401 l м; 2402 l м; 0449010 ,J , кг·м; 3

20 1001453 ,J , кг·м; 576120 , рад/с.

На рис. 2 приведен график развития касательных напряжений в нижней части бурильной колонны в течение 0,2 с после прихвата режущего инструмента. Напряжения определялись в сечении над инструментом при глубине бурения l=140 м. При этом значение максимальных касательных напряжений составило 6183, МПа.

0,05 0,10 0,15 t, c

τ, МПа

200

100

-100

0

-200

Рис. 2. Картина развития касательных напряжений в бурильной колонне после заклинивания режущего инструмента при глубине бурения l=140 м

Вычисленные напряжения вызваны изменением скорости вращения колонны. Для

определения суммарных напряжений к ним нужно добавить напряжения, вызванные внезапным приложением момента вращения на шпинделе. Как показано в работе [6], значения таких напряжений не превосходят удвоенных значений от статических нагрузок.

Предложенная зависимость (12) позволяет определять и в дальнейшем учитывать касательные напряжения, как самые опасные при крутильных ударах двухступенчатых бурильных


148

колонн, и тем самым регламентировать безаварийные режимы бурения. Полученные рекомендации можно использовать при решении задач о крутильных колебаниях бурильной колонны ступенчато-переменной жесткости не только для бурения геологоразведочных скважин, но и скважин другого назначения.


1. Сароян А.Е. Теория и практика работы бурильной колонны. – М.: Недра, 1990. – 263 с. 2. Расчет бурильных труб в геологоразведочном бурении / Эпштейн Е.Ф., Мацейчик В.И., Ивахин И.И.,

Асатурян А.Ш. – М.: Недра, 1979. – 160 с. 3. Шевченко Ф.Л., Улитин Г.М. О разновидностях крутильных ударов возникающих при работе буровых

установок и способах их устранения // Совершенствование техники и технологии бурения скважин на твердые полезные ископаемые. - Екатеринбург: УГГА. – 2001. – Вып. 24. – С.132-138.

4. Улитин Г.М., Петтик Ю.В. Крутильные колебания бурильных колонн при прихватах //Збірник наукових праць (галузеве машинобудування, будівництво) – Полтава: ПолтНТУ, 2009. – Вип. 25, т.3 С. 240-246.

5. Улитин Г.М., Петтик Ю.В. Математическая модель ударных процессов в двухступенчатых бурильных колоннах //Вибрация в технике и технологиях. - 2007. – 3. - С. 26-29.

6. Улитин Г.М., Петтик Ю.В. Определение оптимального времени нагружения ротора крутящим моментом //Прогрессивные технологии и системы машиностроения: Международный сб. научных трудов. – Донецк: ДонНТУ, 2003. Вып. 26. – С. 124-129.


Г. М. Улітін, Ю. В. Петтік


Крутильні удари в двохступеневих бурильних колонах

У статті наведені результати досліджень крутильного удару у двоступінчастих бурильних колонах при заклинюванні різального інструменту. Дослідження виконувалися для геологорозвідувального буравлення.

Ключові слова: коливання, бурильна колона, інструмент, напруги

G. M. Ulitin, Y. V. Pettik


Torsional vibrations in two-stage drilling strings

This article contains the results of studies torsional vibrations in two-stage drilling string. Research carried out for exploration drilling.

Keywords: oscillations, drilling pipe string, the tool, the voltage


149

УДК 622.24.085

С. Н. Парфенюк ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет», Донецк, Украина

Исследование рабочих процессов в гидроударнике двойного действия на фазе перестановки клапанов

при ходе бойка вниз

В статье рассматривается динамика движения клапанов гидроударника двойного действия с дифференциальным поршнем при ходе бойка вниз. Предложенная математическая модель рабочих процессов учитывает влияние упругих свойств жидкости и подводящего трубопровода, а также местных гидравлических сопротивлений на движение элементов гидроударника. Сравнение результатов моделирования с экспериментальными данными показало адекватность предложенного подхода к исследованию рабочих процессов в гидроударнике на фазе перестановки клапанов.

Ключевые слова: гидроударник, перестановка клапанов, моделирование.

Ударно-вращательный способ бурения скважин позволяет повысить эффективность буровых работ [1]. Перспективным является реализация этого способа бурения с применением

гидроударников (ГУ) двойного действия с дифференциальным поршнем, имеющих более высокие энергетические показатели в сравнении с серийно выпускаемыми.

Клапанная группа является важнейшим звеном ГУ, поскольку обеспечивает его нормальное функцио-нирование. Во многом рабочие характеристики ГУ определяются параметрами клапанов и характером их работы. Поэтому вопрос о движении клапанной группы и его влиянии на протекание рабочего цикла является важным для изучения рабочего процесса ГУ и определения его характеристик. Ранее были установлены зависимости, описывающие движение бойка при перестановке клапанной группы на его ходе вверх [2]. Процесс, предшествующий соударению бойка с наковаль-ней при его ходе вниз с учётом динамики клапанной группы, до сих пор подробно не рассматривался.

Рассмотрим конструкцию гидродвигателя ГУ двойного действия с дифференциальным поршнем [3], которая показана на рис. 1. Условно разделим внутренний объем гидроударника на камеры, которые будут характеризоваться одинаковым давлением, при этом разность давлений между камерами будет определяться величиной гидравлических сопротивлений при перетоке жидкости между камерами. Следует отметить, что объем некоторых камер может изменяться в зависимости от положения элементов ГУ при их движении.

В гидроударнике выделим следующие камеры: Камера А – камера впускного клапана, которая соединена с нагнетательным трубопроводом, а также с подпорш-невой полостью гидродвигателя ГУ. Объем камеры будет изменяться из-за движения впускного клапана. Давление в камере – pн.

Рис. 1. Конструкция гидродвигателя гидроударника двойного действия с

дифференциальным поршнем. 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 – клапанная

пружина; 12 – втулка компенсационная; А, Б, Г, Д, Е – камеры гидродвигателя.


150

Камера Б – камера бойка (на рисунке показаны только выхлопные каналы), соединяется с камерой В прилегания выпускного клапана через ряд выхлопных каналов в клапанной коробке и с внешней средой. Величиной гидравлических сопротивлений на пути жидкости из камеры бойка во внешнюю среду мы пренебрегаем. Для ГУ без внешнего кожуха камера бойка будет отсутствовать, и камера прилегания выпускного клапана будет соединена через выхлопные каналы в клапанной коробке непосредственно с внешней средой. Объем камеры изменяется при перемещении бойка. Давление в камере будем считать равным давлению во внешней среде pа. Камера В – камера прилегания выпускного клапана, которая ограничивается снизу верхним торцом выпускного клапана, сверху – нижним торцом клапанной коробки, по периметру камеры имеется щель, высота которой равна расстоянию между выпускным клапаном и клапанной коробкой. Эта щель соединяет камеру В с камерой Г. Объём камеры изменяется пропорционально величине перемещения клапана относительно клапанной коробки при движении выпускного клапана. Давление в камере – pприл. Камера Г – камера надпоршневой полости цилиндра. Соединена с камерой А через канал, контро-лирующийся впускным клапаном. В камере размещен выпускной клапан. Объем камеры изменяется при движении бойка: при ходе вниз – увеличивается, а при ходе вверх – уменьшается. Изменение объема прямопропорционально перемещению поршня. Давление в камере – pв. Камера Д – камера подпоршневой полости гидродвигателя, которая сообщается с камерой впускного клапана через кольцевое пространство между корпусом ГУ и отверстиями в цилиндре гидродвигателя. Поскольку величина гидравлических сопротивлений между камерами А и Д незначительна, то эти камеры могут рассматриваться как единое целое. Объем камеры Д будет изменяться при движении бойка. Давление в камере равно давлению в камере А. Камера Е – камера клапанной пружины, соединенная с камерой Г надпоршневой полости кольцевым зазором между хвостовиком выпускного клапана и поршнем, а при наличии клапанной втулки – через зазоры между втулкой и поршнем и между втулкой и хвостовиком выпускного клапана. Камера изменяет свой объем при относительном перемещении поршня и выпускного клапана, при этом изменение пропорционально величине перемещения выпускного клапана относительно бойка. Давление в камере – pпр.

Схема соединения камер, а также величины перетоков жидкости между ними показаны на рис. 2.

Рис. 2. Схема соединения камер ГУ и перетоков жидкости между ними Здесь и в дальнейшем, используются следующие обозначения:

fц, fхв – соответственно, площадь цилиндра и площадь хвостовика бойка; fтк – площадь тарелки впускного клапана; fприл – суммарная площадь поверхностей прилегания выпускного клапана к торцу клапанной коробки; fв – площадь компенсационной втулки;


151

Qт – расход жидкости из нагнетательного трубопровода; Qк – расход жидкости через щель впускного клапана; Qвых – расход жидкости через щель выпускного клапана; Qотв – расход жидкости через выхлопные отверстия в клапанной коробке; ∆pк – перепад давления на щели впускного клапана; ∆pвых – перепад давления на щели выпускного клапана; ∆pпр – перепад давления на сопротивлениях между камерами Е и Г; ∆pотв – перепад давления на отверстиях клапанной коробки.

Следует отметить, что при составлении схемы учтены перетоки жидкости, вызванные изменением положения элементов ГУ при их движении, например, впускного и выпускного клапанов на границах камер. Подобное движение приводит к изменению количества жидкости, протекающего непосредственно через границу между камерами, т. е. через гидравлическое сопротивление. Анализ схемы показал, что, с точки зрения гидравлики [4–6], гидродвигатель ГУ может рассматриваться как сложная гидравлическая сеть с несколькими узлами и, следовательно, для определения расхода жидкости между узлами можно использовать существующую методику для гидравлических сетей. При этом изменение объема камеры учитывается путем добавления соответствующего узлового расхода жидкости.

Составим уравнение для расходов жидкости для каждого узла получим следующие зависимости:

0 ктквкхвцбт QfxffxQ , прилктквкцбквых fxfxfxQQ . (1)

тквкцбкотв fxfxQQ , вкбпр fxxQ .

Полученные величины расходов жидкости между камерами, с учетом соответствующих гидравлических сопротивлений, позволяют определить величины потерь давления на этих сопротивлениях, и, следовательно, определить величину давления в каждой камере.

Зависимости для определения величин гидравлических сопротивлений будем выбирать исходя из предположения, что потери давления будут аналогичны потерям как для внезапного изменения сечения трубопровода [7–8].

Таким образом, для канала между камерами А и Г (щель впускного клапана):

2кк AQp , (2)

22 вц

кff

A

,

2

1

щ

вцк f

ff,

где

245sin к

тккщ

xdxf – площадь щели между впускным клапаном и седлом (угол седла

клапана равен 45°) клапанной коробки (площадь боковой поверхности усеченного конуса); dтк – диаметр тарелки впускного клапана; ε – коэффициент сжатия потока.

Для канала между камерами Г и В (щель выпускного клапана, рис. 3):

2CQBp квых , (3)

22 прилвых f

B , прилктквкцб fxfxfxC ,

2

1

щвых

прилвых f

f, кквыхвыхщвых xSnf .

где ℓвых – периметр одной поверхности прилегания тарелки выпускного клапана к торцу клапанной коробки (рис. 4); nвых – количество таких поверхностей клапанной коробки (для исследуемой конструкции nвых = 2); Sk – ход клапана (см. рис. 1).

Для канала между камерами В и Б (выхлопные отверстия в клапанной коробке) (рис. 3а):

2EQDp котв , (4)

2

2

21

1

отвfD

, тквкцб fxfxE ,

где fотв – суммарная площадь сечения выхлопных отверстий.


152

В последнем случае коэффициент гидравлических сопротивлений будем определять как потери только на сжатие потока, поскольку выхлопные каналы соединены с внешней средой.

а) б) Рис. 3. К определению площади сечения канала между камерами Г и В

а) горизонтальный вид поверхности прилегания; б) фронтальный вид щели выпускного клапана. Определив величину потерь давлений на преодоление гидравлических сопротивлений,

запишем выражения для давлений в камерах ГУ:

квн pрp , выхприлв pрp , отваприл pрp , првпр pрp (5)

где знак «+» используется при уменьшении объёма камеры Е пружины, а знак «−» – соответственно, при увеличении её объёма.

Аналогично определим: – при уменьшении объёма камеры Е:

2

2 кбпрпр xxp , (6)

где

2

1

щпр

впр f

f; fщпр – площадь сечения канала между камерами Е и Г (зазоры между

втулкой и поршнем и между втулкой и хвостовиком выпускного клапана); – при увеличении объема камеры Е:

2

2

вц

вкбпрпр ff

fxxp

, (7)

где

2

1

щпр

вцпр f

ff;

При этом с учетом (5) можно записать:

отввыхкaн ppppp , (8)

т. е. давление в нагнетательном трубопроводе будет определяться потерями давления на преодоление гидравлических сопротивлений при протекании жидкости через гидродвигатель ГУ.

Анализ протекания процесса показывает, что при перестановке клапанов ГУ имеет место соединение нагнетательного трубопровода с внешней средой из-за того, что в промежуточном положении впускной и выпускной клапаны одновременно находятся в открытом положении. Поэтому величина расхода жидкости в ГУ из нагнетательного трубопровода будет определяться величиной давления pн [9]. С другой стороны, расход жидкости в нагнетательном трубопроводе определяется подачей насоса, которую принято считать постоянной – Q0 = const. Разрешение данного противоречия требует учета сжимаемости жидкости и упругих свойств трубопровода. И если сжимаемостью жидкости в пределах камер ГУ мы можем пренебречь, то подобное


153

предположение для нагнетательного трубопровода будет неверным. Известно, что изменение скорости течения жидкости приводит к возникновению явления

гидравлического удара. Поскольку этот процесс связан со сжимаемостью жидкости и трубопро-вода, то это явление приводит и к изменению расхода жидкости из нагнетательного трубопровода при изменении давления. Поэтому нагнетательный трубопровод может рассматриваться как камера с изменяющимся объемом, давление в которой будет пропорционально его изменению.

Определим данный коэффициент пропорциональности как

β = ∆V / pн, (9)

где ∆V – абсолютное изменение объема камеры трубопровода. Методика определения ∆V с учетом радиальной деформации трубопровода была

рассмотрена ранее [2]. Рассматривая изменения объема во времени, приходим к дифференциальному уравнению,

связывающему изменение давления с дополнительным расходом жидкости, вызванным изменением объема трубопровода. Добавим этот расход на схему перетоков (рис. 2), и учтя его для уравнения узла А (1), после преобразования получим следующее уравнение:

кхвцбтквкн QffxfxQ

dt

dp )(

10

, (10)

Поскольку зависимости для определения величин давлений в камерах ГУ определены, то можно составить уравнения динамики движения его элементов. Схема сил, действующих на элементы ГУ, показана на рис. 4. Примем, что ось изменения координаты элементов будет направлена вверх, а начало координат соответствует крайнему нижнему положению бойка.

Таким образом, в общем виде, система дифференциально-алгебраических уравнений, описывающих динамику движения клапанов и бойка ГУ на этапе перестановки клапанов вниз, будет иметь следующий вид:

трббвпрвцвхвахвцнбб FGfpffpfpffpxm ,

кприлприлвввпрприлвкк Gfpfpfpfpxm ,

вкткнткввквк Gfpfpxm ,

кхвцбтквкн QffxfxQ

dt

dp )(

10

, (11)

квн pрp , выхприлв pрp ,

отваприл pрp , првпр pрp ;

здесь mб, mк, mвк – соответственно, масса бойка, выпускного и впускного клапанов; Gб, Gк, Gвк – соответственно, вес бойка, выпускного и впускного клапанов; Fтрб – сила трения при движении бойка.

Исходя из характера взаимодействия между элементами ГУ, можно выделить следующие фазы перестановки клапанов при движении его бойка вниз.

Фаза 1. Отрыв выпускного клапана от торца клапанной коробки за счет удара поршня по хвостовику клапана и совместное движение клапанов вниз.

Учитывая начальные скорости и массы элементов по известным зависимостям [10, 11] можно определить начальные скорости элементов для данной фазы с учетом коэффициента восстановления. При этом начальную скорость впускного клапана принимаем равной нулю, т. к. для рассматриваемого ГУ он механически не связан с выпускным клапаном и в начальный момент будет двигаться самостоятельно. При этом используются следующие выражения для определения начальных скоростей клапанов после соударения [10, 11]:

кб

ккбкббн mm

mvkvkmmv

00 1,

кб

ббкбккн mm

mvkvkmmv

00 1

Скорость бойка vб0 до соударения с выпускным клапаном может определяться по существующей методике [12], либо по результатам экспериментальных исследований, а скорости клапанов в начальный момент времени принимались равными нулю. Величина коэффициента восстановления скорости k определялась исходя из анализа экспериментальных осциллограмм до и после соударения бойка с клапаном, и составляла 0,82 для условий эксперимента.


154

Решение данной системы дифферен-циально-алгебраических уравнений (11) будем искать при следующих начальных условиях:

xб(0)=Sк−а; xк(0) = Sк−∆Sк; xвк(0) = Sк−∆Sк;

бx (0)= vбн; кx (0) = vкн; вкx (0) = 0;

где ∆Sк – величина зазора между толкателем и впускным клапаном.

Величину начального значения расхода жидкости через впускной клапан Qк(0), можно определить, исходя из выражения (7) для давления в зависимости от расхода жидкости через гидроударник, с учетом соотношений (2)–(4), решив соответствующее квадратное уравнение относительно Qк:

222 )()C( EQDQBAQp кккн (12)

При этом начальному значению pн(0) будет соответствовать давление, установившееся на конец фазы рабочего хода бойка, которое определяется расчетным путем по известной методике [12], либо по результатам экспери-мента. Начальные значения для давления в остальных камерах рассчитывались по выше-приведенным соотношениям, связывающим давления между собой, с учетом полученного значения Qк(0). Давление во внешней среде принимаем равным pа = 0.

Окончанию данной фазы будет соответствовать момент времени, когда впускной клапан снова соприкоснется в выпускным, что соответствует выполнению условия:

0 квкк Sxx

Фаза 2. Совместное движение клапанов до взаимодействия с поршнем-бойком. На данной фазе будем рассматривать систему впускной–выпускной клапана как единое целое. Первым отличием от предшествующей фазы является отсутствие одного отдельного элемента – впускного клапана, поскольку теперь он перемещается вместе с выпускным клапаном. Вторым отличием является наличие резкого изменение скорости элементов – скорость впускного клапана в результате удара становиться равной скорости выпускного клапана (считаем, что происходит неупругий удар и слипание тел), что приводит к перераспределению расходов жидкости через гидравлические сопротивления. Подобная ситуация приводит к необходимости определения начальных условий для Qк и давлений в камерах по описанной выше методике.

Фаза 3. Совместное движение поршня-бойка и клапанов. После контакта с хвостовиком клапана поршень-боек будет воздействовать на него,

поэтому можно рассматривать их в движении как единое целое тело. По аналогии со второй фазой, имеет место резкое изменение скорости элементов из-за удара поршня-бойка по выпускному клапану, что также потребует перерасчета значений для начальных условий. Другой особенностью является отсутствие движения выпускного клапана относительно поршня-бойка и следовательно равенству давлений в камерах Е и Г из-за отсутствия перетока жидкости между ними. Окончанием фазы будет момент, когда суммарное усилие, действующее на систему клапанов, сменит свое направление и станет сонаправленным с вектором скорости бойка, что соответствует выполнению условия:

0 квкткнтквприлприлприлв GGfpfpfpfp (13)

Фаза 4. Система клапанов опережает поршень-боек. После выполнения условия (13) система впускной клапан – выпускной клапан начнет

pв(fц−fв)

pн(fц−fхв)

pаfхв

pпрfв

pпрfв

pвfприл

pприлfприл pвfв pвfтк

pнfтк

Gб

Gк

Gвк

Fтрб

впускной клапан

выпускной клапан

боек хвостовик бойка

х

Рис. 4. Схема сил, действующих на элементы гидроударника


155

опережать боек. Из-за движения выпускного клапана относительно бойка давление в камере Е будет определяться величиной гидравлических сопротивлений от перетекания жидкости между камерами Е и Г согласно выражению (6).

Следует отметить, что в зависимости от соотношения геометрических параметров, а также скоростей элементов ГУ, некоторые фазы могут отсутствовать. Например, при значительной массе выпускного клапана поршень-боек не успеет догнать выпускной клапан до закрытия впускного клапана, и, следовательно, фаза их совместного движения будет отсутствовать.

При составлении данной модели использовались также следующие допущения:

1. В явном виде не учитывается процесс распространения гидроударных волн по трубопроводу. Однако используемый подход, связывающий изменение объема нагнетательного трубопровода с давлением в нем, позволяет косвенно учесть это явление.

2. При рассмотрении гидравлических сопротивлений не учитывается их взаимное влияние, не учтены малые сопротивления, связанные, например, с изменением направления течения жидкости и т. д. Однако, как будет отмечено ниже, сравнение результатов моделирования с результатами экспериментальных исследований показало допустимость такого подхода.

Известно [13–15], что аналитическое решение полученных систем дифференциально-алгебраических уравнений в общем виде невозможно. Поэтому для решения систем дифференциально-алгебраических уравнений, описывающих движение элементов ГУ на различных фазах, использовались численные методы, реализованные в пакете MathCAD 13 [16–18]. Результаты решения для условий эксперимента приведены на рис. 5.

Рис. 5. Результаты моделирования процесса перестановки клапанов вниз. Для моделирования: – скорость бойка, – скорость выпускного клапана; для

экспериментальных исследований: – скорость бойка, – скорость выпускного клапана.

Таким образом, сравнение результатов моделирования с экспериментальными данными

показывает, что предложенная математическая модель может использоваться для исследования динамики движения элементов ГУ двойного действия с дифференциальным поршнем с клапанным распределением жидкости на этапе перестановки клапанов вниз. Полученная математическая


156

модель при использовании численных методов решения дифференциальных уравнений является довольно удобной для исследования влияний различных параметров клапанной группы на динамику движения элементов ГУ. При этом в результате моделирования могут быть получены значения скоростей и координат элементов ГУ, давлений в его камерах, а также величины расходов жидкости между камерами в заданный момент времени, что позволит оценить степень влияния динамики движения клапанов при ходе бойка вниз на рабочие характеристики гидроударника.


1. Ясов, В. Г. Теория и расчет рабочих процессов гидроударных буровых машин / В. Г. Ясов. – M. : Недра, 1977. – 153 c.

2. Каракозов, А.А. Развитие теории работы и уточнение метода расчёта параметров гидроударников двойного действия с дифференциальным поршнем / Каракозов А.А., Парфенюк С.Н. // Наукові праці ДонНТУ, Серія "Гірничо-геологічна". Випуск 11 (161). – Донецьк, ДонНТУ, 2010. – С. 223-233.

3. Калиниченко, О. И. Гидроударные буровые снаряды и установки для бурения скважин на шельфе / О. И. Калиниченко, П. В. Зыбинский, А. А. Каракозов. – Донецк : «Вебер» (Донецкое отделение), 2007. – 270 с.

4. Коваль, П. В. Гидравлика и гидропривод горных машин: Учебник для вузов по специальности «Горные машины и комплексы» / П. В. Коваль. – М. : Машиностроение, 1979. – 319 с., ил.

5. Башта, Т. М. Машиностроительная гидравлика / Т. М. Башта. – М. : «Машиностроение», 1971. – 672 с. 6. Справочник по расчетам гидравлических и вентиляционных систем. – С.-Пб. : АНО НПО Мир и семья,

2001. 1154 с., ил. – ISBN 5-94365-022-9. 7. Идельчик, И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям : Под. ред. М. О. Штейнберга /

И. Е. Идельчик. – 3-е изд., перераб. и доп. – М. : Машиностроение, 1992. – 672 с., ил. – ISBN 5-217-00393-6. 8. Альтшуль, А. Д. Гидравлические сопротивления / А. Д. Альтшуль. – М. : Недра, 1970. – 216 с. 9. Фокс, Д. А. Гидравлический анализ неустановившегося течения в трубопроводах: Пер. с англ. /

Д. А. Фокс. – М. : Энергоиздат, 1981. – 248 с., ил. 10. Кильчевский, Н. А. Теория соударений твердых тел / Н. А. Кильчевский. – Киев : Наукова думка, 1969. – 246 с. 11. Пановко, Я. Г. Основы прикладной теории колебаний и удара / Я. Г. Пановко. – Л. : Машиностроение,

1976. – 320 с. 12. Калиниченко, О. И. Развитие научных основ создания погружных гидроударных снарядов и установок

для однорейсового бурения скважин на морском шельфе: Дисс. ... докт. техн. наук: 05.15.10 / Калиниченко Олег Иванович. – Донецк, ДонНТУ, 2002. – 371 с.

13. Хайрер, Э. Решение обыкновенных дифференциальных уравнений. Жесткие и диффернциально-алгебраические задачи. : Пер. с .англ. / Э. Хайрер, Г. Ваннер. – М. : Мир, 1999. – 685 с., ил. – ISBN 5-03-003117-0.

14. Чистяков, В. Ф. Избранные главы теории алгебро-дифференциальных систем / В. Ф. Чистяков, А. А. Щеглова. – Новосибирск : Наука, 2003. – 320 с. – ISBN 5-02-031730-06.

15. Brenan, K. E. Numerical solution of initial-value problems in differential-algebraic equations / K. E. Brenan, S. L. Campbell, L. R. Petzold. – Elsevier Science Publishing Co. : Нью Йорк, 1989. – 210 с.

16. Поршнев, С. В. Численные методы на базе Mathcad / С. В. Поршнев, И. В. Бе-ленкова. – С-Пб. : БХВ-Петербург, 2005. – 456с. – ISBN: 5-94157-610-2.

17. Семененко, М. Математическое моделирование в MathCad / М. Семененко. – Минск : Альтекс-А, 2003. – 208 с. 18. Воскобойников, Ю. Программирование и решение задач в пакете Mathcad / Ю. Воскобойников,

В. Очков. – Новосибирск : НГАСУ, 2002. – 138 с. – ISBN: 5-7795-0169-6.

Надійшла до редакції 20.12.11

С. М. Парфенюк


Дослідження робочих процесів в гідроударнику подвійної дії на фазі перестановки клапанів під час ходу бійка вниз

В статті розглядається динаміка руху клапанів гідроударника подвійної дії с дифференціальним поршнем під час руху бойка вниз. Запропонована математична модель робочих процесів враховує вплив пружних властивостей рідини та трубопроводу, а також місцевих гідравлічних опорів на рух елементів гідро ударника. Порівняння результатів моделювання з експериментальними даними засвідчило адекватність запропонованого підходу до дослідження робочих процесів в гідро ударнику на фазі перестановки клапанів.

Ключові слова: гідроударник, перестановка клапанів, моделювання


157

S. N. Parfenyuk


Research of working processes in the double action hydraulic hammer tool on a phase of valves shift at piston downward movement

In article dynamics of movement of valves of the double action hydraulic hammer tool with the differential piston is considered at his downward movement. The offered mathematical model of working processes considers influence of elastic properties of liquid and pipeline, and also local hydraulic resistance on movement of elements of the hydraulic hammer tool. Comparison of results of modeling with experimental data showed adequacy of the offered approach to research of working processes in the hydraulic hammer tool on a phase of valves shift.

Keywords: hydraulic hammer tool, valves shift, modeling.


158

УДК 539.21:622.411.33

Т. А. Василенко, А. К. Кириллов, А. Н. Молчанов, А. В. Вишняков, Д. А. Пономаренко

Институт физики горных процессов НАН Украины, Донецк, Украина

О давлении, необходимом для проникновения метана в межслоевые промежутки угольной

матрицы

Рассмотрен вопрос о возможности нахождения метана в интеркаляционном состоянии в угольной матрице. Проведен расчет давления, необходимого для возникновения такой структуры в системе ископаемый уголь-метан. Показано, что величины необходимых давлений настолько велики, что образование интеркаляционной структуры уголь-метан в условиях шахт Донбасса маловероятно.

Ключевые слова: ископаемый уголь, структура угля, метан, давление, интеркаляция.

В настоящее время проблема более полного извлечения метана из угольных пластов с целью его утилизации и дальнейшего использования в качестве альтернативного вида топлива является очень важной. Для оценки количества метана в угле и времени его выхода из пласта [1] необходимо знать в каком фазовом состоянии находится метан в угле [2, 3]. Угольное вещество по своей структуре подобно слоистым соединениям графита [4], для которых существует возможность создавать интеркаляционные соединения с примесными молекулами и атомами, внедренными в межслоевые промежутки графитовой матрицы [5, 6]. Такие образования обладают исключительными физическими свойствами и широко используются в современной технике, в частности для создания устройств для хранения газообразных и конденсированных материалов [7].

Рассмотрим систему уголь-метан. В данном случае нас интересует, может ли уголь образовывать с метаном интеркаляционные соединения, при которых между соседними ароматическими слоями угольной структуры будет располагаться слой молекул метана.

При вхождении метана в уголь молекула флюида может диссоциировать либо внедряться в угольное вещество как целое. Т.е. рассматриваемый вопрос распадается на два случая.

1-й вариант. Оценим вероятность диссоциации молекулы метана с последующим вхождением образовавшихся ионов в угольное вещество и образованием новых связей. На диссоциацию метана на СН3 и Н необходимо затратить 90 ккал/моль [8]. При взаимодействии СН3 с углем возникает связь С–С – 60 ккал/моль, водород образует Ван-дер-Ваальсову связь – 4 ккал/моль. Итого проигрыш в энергии равен 90 64 26E (ккал/моль). Соответственно концентрация метана в угле в таком случае будет пропорциональна

~ exp( / )c kP P E T ~ exp( 40) (т. е. является чрезвычайно малой).

2-й вариант. Молекула метана внедряется в угольное вещество как целое. Взаимодействие между метаном и угольным веществом в этом случае является флуктуационно-дипольным (Ван-дер-Ваальсовым) и может быть представлено в виде слабого притягивающего потенциала [9], обратно пропорционального шестой степени расстояния между атомами (на расстояниях 0r r ).

На достаточно коротких ( 0r r ) расстояниях решающее значение будет иметь отталкивание между

ионными остатками. На этих расстояниях отталкивание должно быть сильнее притяжения. Обычно для расчетов используют потенциал Леннарда-Джонса [10], имеющий вид (рис. 1):

12 60 0( ) 4

r rr

r r

, (1)

где ε – глубина потенциальной ямы, r0 – значение r, при котором ϕ(r) = 0.


159

Рис. 1. Зависимость потенциала Леннарда-Джонса от расстояния между частицами [10]. Точка минимума отвечает rm = 21/6 r0

Параметры и r0 характеризуют силу притяжения и радиус отталкивательной сердцевины

(примерно диаметр молекулы). Проведем оценки. Если расстояние до ближайшего соседа в два раза меньше равновесного расстояния, тогда

12 6

0( / 2) 4 2 2 ,r

т. е. потенциал резко возрастает. Расстояние между плоскостями ароматических слоев в угольном веществе в зависимости

от стадии метаморфизма изменяется от ~0,39 до ~0,35 нм, эффективный диаметр молекулы метана 0,414 нм, т. е. будет очень сильное отталкивание и вероятность вхождения метана между этими слоями чрезвычайно мала.

Таким образом, поскольку молекула метана является нейтральной и инертной молекулой, то вероятность вхождения ее между соседними ароматическими слоями ничтожна.

Оценим давление, необходимое для проникновения метана в межслоевые промежутки. Исходим из закона Генри c = 0, ( - растворимость метана в угле в равновесном состоянии, 0 – плотность метана в свободной фазе) или через давление, c = P/T (c, 0 - измеряются в 1/м3):

3/ 2 3/ 22/1 2 TrT

emT T

,

здесь d3, где d диаметр молекулы метана, d = 0,414 нм, = в угле – в вакууме. Тогда

3/ 2 3/ 22/2 TrP T

c eT mT T

,

или

3/ 2 3/ 22/2 TrP T

c eT mT T

,

где сΩ – это удельное содержание метана в межслоевых промежутках. Пусть сΩ = 10-2 – 10-1, что соответствует концентрации метана в угле 1%–10%. Давление,

необходимое для создания такой концентрации, равно

3/ 2 3/ 22/2 TrT

P c T emT T

. (2)

Характер температурной зависимости функции (2) в большой степени определяется знаком ψ: ψ может быть либо больше нуля, либо меньше. Схематически зависимость давления от температуры для разной по знаку энергии связи приведена на рис. 2.


160

Для комнатной температуры (T = 300 K) эта формула имеет вид:

/ 5 /4,76 10T T

TP c P e c e МПа . (3)

Здесь

3/2 3/2252

4,76 10rT

TP T МПа

mT T

.

Температура, К

Давление,

104 М

Па

0 50 100 150 200 250 300 350 4000

2

4

6

8

10

Рис. 2. Зависимость давления от температуры для разной по знаку энергии связи Рассмотрим случай, когда расстояние между молекулой метана и слоями, в которые эта

молекула должна внедриться достаточно велико и таково, что

12 6

0 0( ) 4r r

rr r

=0,

т.е. нет ни притяжения, ни отталкивания (см. рис. 1). В этом случае r = r0 = 0,89d = = 0,369 нм, что соответствует расстоянию между условными слоями 0,738 нм. Давление в этом случае при условии 10% концентрации метана между слоями будет составлять порядка 5104 МПа.

В общем случае, но в первом приближении, давление в зависимости от расстояния будет иметь следующий вид в соответствии с потенциалом Леннарда-Джонса:

12 60 03/ 2 4 /3/ 222

r rT

r rrTP c T e

mT T

. (4)

0 2 4 6 8 10 12 143

4

5

6

7

d/2, Å

Давление,

104 М

Па

Рис. 3. Зависимость давления от расстояния между слоями


161

Пусть T = 300 K, а ε ~ Tкип.метана = 101, 6 К, сΩ = 10-1, тогда

12 64 3,69 3,69344,76 10 МПа

r rP e

.

На рис. 3 схематически показана зависимость давления, необходимого для создания 10% концентрации метана в межслоевом пространстве, от расстояния между слоями при комнатной температуре.

Выводы

Проведенные расчеты показывают, что давление, необходимое для создания структур в угольной матрице, подобных интеркаляционным, очень велико, на несколько порядков выше существующего горного давления. В условиях шахт Донбасса таких давлений нет и поэтому нахождение метана в интеркаляционном состоянии в ископаемом угле маловероятно.


1. Диффузионно-фильтрационная модель выхода метана из угольного пласта / А. Д. Алексеев, Т. А. Василенко, К. В. Гуменник [и др.] // Журнал техн. физики. - 2007. – Т. 77, 4. - С. 65-74.

2. Alexeev А. D. Methane phase in fossil coal under pressure / А. D. Аlexeev, V. V. Sinolitsky, Т. А., Vasilenko [et al.] // Физика и техн. высоких давлений. - 1993. - Т. 3, 2. - С. 3 - 10.

3. Alexeev A. D. Phase states of methane in fossil coals / A. D. Alexeev, T. A. Vasilenko, E. V. Ulyanova // Solid State Communication. – 2004. –Vol. 130, N 10 -P. 669-673.

4. Новиков Ю. Н. Слоистые соединения графита со щелочными металлами / Ю. Н. Новиков, М. Е. Вольпин // Успехи химии. – 1971. – Т. 40, Вып. 9 – С. 1568-1592.

5. Pilliere H. Influence of critical temperature on the phases formed during the intercalation of methane in CsC24 / H. Pilliere, J. L. Soubeyroux, F. Beguin // Phase Transitions: A Multinational Journal. – 1993. – Vol. 46, Issue 1, P. 27-39.

6. Methane-intercalated C60: Preparation, orientational ordering, and structure / B. Morosin, R. A. Assink, R. G. Dunn, T. M. Massis, J. E. Schirber, G. H. Kwei // Phys. Rev. B – 1997. - Vol. 56, Issue 21. – P. -13611–13614.

7. Елецкий А. В. Сорбционные свойства углеродных наноструктур / А. В. Елецкий // Успехи физических наук. – 2004. – Т. 174, 11. – С. 1191-1231.

8. Кэй Дж. Справочник физика-экспериментатора / Дж. Кэй, Т. Лэби ; пер. Е. Е. Фридман ; ред. Д. А. Франк-Каменецкий. - М. : Изд-во иностр. лит., 1949. - 298 с.

9. Грег. С. Адсорбция, удельная поверхность, пористость / С. Грег, К. Синг. – Москва: Мир, 1984. – 312 с. 10. Каплан И. Г. Введение в теорию межмолекулярных взаимодействий / И. Г. Каплан - М.: Наука. Главная

редакция физико-математической литературы, 1982 - 312 с.


Т. А. Василенко, А. К. Кірілов, О. М. Молчанов, А. В. Вишняков, Д. О. Пономаренко

Інститут фізики гірничих процесів Національної академії наук України, Донецьк, Україна

Про тиск, необхідний для проникнення метану в міжслойові проміжки вугільної матриці

Розглянуто питання про можливість знаходження метану в интеркаляційному стані у вугільній матриці. Проведено розрахунок тиску, необхідного для виникнення такої структури в системі викопне вугілля-метан. Показано, що величини необхідних тисків настільки великі, що утворення интеркаляційної структури вугілля-метан в умовах шахт Донбасу малоймовірно.

Ключові слова: викопне вугілля, структура вугілля, метан, тиск, интеркаляція.

T. A. Vasilenko, A. K. Kirillov, A. N. Molchanov, A. V. Vishnyakov, D. A. Ponomarenko

Institute of physics of mining processes National Academy of science of Ukraine, Donetsk, Ukraine

On the pressure required for penetration of methane in the interlayer spaces of the coal matrix

The possibility of finding of methane intercalation in a coal matrix is considered. Calculation of gas pressure which is necessary for origin of such structure in system fossil coal-methane is carried out. It is shown that the pressure is so high that existence of methane intercalation in the conditions of mines of Donets Basin is improbable.

Keywords: fossil coal, the structure of coal, methane, pressure, intercalation.


162

УДК 622.24.051.64

А. А. Каракозов1, М. С. Попова1, C. Н. Парфенюк1, Р. К. Богданов2, А. П. Закора2

1 Донецкий национальный технический университет, Донецк, Украина 2 Институт сверхтвёрдых материалов им. В. Н. Бакуля НАН Украины, Киев, Украина

Моделирование работы алмазных резцов однослойных коронок на забое и оценка влияния

схемы раскладки алмазов на механическую скорость бурения

В статье приведена расчетная модель движения коронки на забое. Дана оценка влияния раскладки алмазов на механическую скорость бурения и нагруженность алмазов сектора.

Ключевые слова: алмазная однослойная коронка; раскладка алмазов; механическая скорость бурения.

Для проектирования новых конструкций однослойных алмазных коронок, армированных синтетическими алмазными монокристаллами, необходимо иметь инструмент для сравнительной оценки эффективности использования различных раскладок алмазов как с точки зрения разрушения породы на забое скважины, так и с точки зрения нагружения алмазов при их работе.

Однако существующие модели взаимодействия алмазных коронок с забоем [1–4] не позволяют одновременно оценить влияние раскладки алмазов на ожидаемую механическую скорость бурения и толщину слоя породы перед каждым алмазом в секторе, поскольку не учитывают особенности работы алмазных резцов при движении коронки на забое как единой системы.

Настоящая работа посвящена составлению и реализации расчетной модели, позволяющей определить показатели, характеризующие работу алмазных резцов на забое, необходимые для сравнительной оценки различных конструкций однослойных алмазных коронок. С использованием этой модели можно определить углубку коронки при её движении по забою, а также расчетные силы сопротивления породы, действующие на каждый алмаз, в зависимости от раскладки алмазов и её конструктивных параметров.

Суть модели состоит в следующем. Считаем, что на коронку действует осевая нагрузка Рос. В исходном (статическом) положении эта нагрузка распределяется равномерно на каждый алмаз (Ра=Рос/nк, где nк – количество алмазов в коронке). Положение каждого алмаза во время работы коронки определяется углом её поворота () и углубкой коронки (z). Каждая линия резания коронки дополнительно характеризуется координатами поверхности забоя (y()) в каждой своей точке (рис. 1). Тогда толщина слоя породы, срезаемая алмазом в конкретной точке забоя при определенном положении коронки, будет равна (рис. 1б):

i

yzhi ,

(1)

где yi – координата поверхности забоя перед конкретным алмазом. С другой стороны, исходя из принятого условия неизменности площади внедрения алмазов

в забой при постоянной осевой нагрузке, имеем соотношение:

aк

an

ii

hnh 1

. (2)

где ha – углубка алмазов коронки в породу при статическом вдавливании (рис. 1а), которая зависит от усилия на алмаз Pa и одинакова для всех алмазов [1]:

RP

Phшт

aa

. (3)

где Ршт – твердость породы по штампу; R – радиус алмаза.


163

Значение ha может рассчитываться по уточненным формулам с учетом коэффициентов разрушения горной породы (kp) и формы алмаза (ka) [1].

При вращении коронки происходит её периодическая углубка на величину Δ. В момент каждого акта разрушения породы будет выполняться следующее соотношение:

aк

an

ii

hnyz 1

)( . (4)

где Δ – приращение углубки коронки на каждом акте внедрения в породу. Из уравнения (4) можно найти значение Δ, соответствующее определенному положению

коронки на забое.

Рис. 1. Схема взаимодействия алмазов коронки одной линии резания с забоем скважины. Углубка алмазов в породу: а) первоначальная; б) при прохождении меньшего расстояния, чем расстояние между алмазами на

одной линии резания (la); в) после прохождения расстояния la; г) после прохождения расстояния 2la.

кn

ii

к

a

к

кn

iiaк

yzn

hn

yzhn

1

1 ).(1)( (5)

Моделируя движение коронки на забое, для каждого момента времени можно получить значение приращения её углубки Δ, координату нижнего торца коронки z и координаты поверхности забоя y(φ) в любой точке. Для определения этих параметров, используя соотношение (5), был разработан алгоритм и составлена программа, позволяющая определять значение толщины слоя породы hi, срезаемого различными алмазами в конкретной точке забоя при вращении коронки (рис. 2а), и отображать графически (рис. 2б) траекторию движения алмазов по


164

забою. Это дает возможность оценить механическую скорость бурения в зависимости от конструктивных особенностей коронки.

С использованием этой модели была проведена сравнительная оценка однослойных коронок диаметром 59, 76 и 93 мм с различными раскладками алмазов по радиальным линиям, геометрические параметры которых определялись по методике [5] с учётом ограничения длины сектора (lc) 15–20 диаметрами алмаза (da) для исключения зашламования забоя. Рассматривались коронки, раскладка алмазов в которых определялась с учетом возможности различного соотношения длины сектора и промывочной канавки (lп), т. е. варьировались величины lc/(lc+lп) и K=(lc+lп)/da. При этом рассматривались коронки, в которых расстояние в одной линии резания (lк) между первыми алмазами сектора и последними алмазами предыдущего сектора было кратно или не кратно расстоянию между алмазами (la).

Рис. 2. Пример результатов моделирования движения алмазов одной линии резания по забою скважины: а) график изменения толщины снимаемого слоя породы алмазами от угла поворота коронки; б) траектория установившегося движения алмазов по забою (1 – первый алмаз линии резания сектора; 2 – второй алмаз

линии резания сектора; No – номер оборота).

Исследуемые схемы раскладки также делятся на два типа по характеру расположения алмазов первого и последнего радиальных рядов сектора: I тип – алмазы находятся на разных линиях резания; II тип – алмазы находятся на одних линиях резания. Например, на рис. 3 показана схема торца коронки диаметром 59 мм с раскладкой I типа и отношением lк/la=2,7.

Результаты обработки данных моделирования и полученная на этой основе сравнительная характеристика коронок с различными конструктивными параметрами приведены в табл. 1. При моделировании осевая нагрузка на коронки принималась таким образом, чтобы нагрузка на единичный алмаз была всегда одинаковой (для нашего случая она равна Pa= 47,6Н).

Анализ данных табл. 1 показывает, что нагрузка на алмазы первого рабочего ряда сектора может превышать нагрузку на последующие ряды сектора в 2–5 раз, что зависит от соотношения lк/la. При этом равномерная нагрузка на все алмазы сектора

наблюдается только в случае размещения в нем одного рабочего ряда. Толщина снимаемого слоя породы любым алмазом в таких коронках всегда равна ha (ha=hmax=h1). Таким образом, эти коронки имеют значительный резерв увеличения осевой нагрузки, что дает возможность существенно повысить механическую скорость бурения.

Рис. 3. Схема торца алмазной коронки


165

Табл. 1. Результаты обработки данных, полученных при моделировании

hmax/ha h1/ha h2/ha h1/h2 Диаметр коронки,

мм

Тип

схемы

раскладки

l c/(l

c+l п

) K

Количество секторов

коронки

Количество алмазов

в

линииях резания

l к/ l

a

l c/l п

l п/ l

a

1 рад. ряд

2 рад. ряд

1 рад. ряд

2 рад. ряд

3 и следующие ряды

1 рад. ряд

2 рад. ряд

Ho/hа

0,75 17 8 3 2,66 3 1,16 2,11 1,71 0,64 2,66 24 0,5 10 12 2 4 1 1,5 1,87 1,6 0,4 4 24

0,75 5 24 1 1 0,03 0,25 1 1 - - 24 I

0,63 15 8 2 3 1,64 2,5 1,74 1,49 0,49 3 16 0,75 20 6 4/3 2,33 1,97 1,33 2,22 2,73 1,53 2,18 0,65 2,33 3,33 21 0,5 13 10 3/2 4 1 3 2,17 2,5 1,66 2,08 0,41 3,99 4,99 25

59

II 0,75 15 8 3/2 2 2,98 1 1,96 2,37 1,25 1,87 0,62 2 3 20 0,75 12 14 2 2,33 3 0,83 1,75 1,396 0,59 2,34 28 0,75 6 26 1 1 2,99 0,25 1 1 - - 26 I 0,63 15,6 10 2 3 1,66 1,5 1,75 1,499 0,499 3,003 20

0,75 20 8 4/3 2,33 3 1,33 2,22 2,73 1,53 2,18 0,65 2,33 3,33 28

0,6 15 10 3/2 3 1,5 2 1,96 2,37 1,49 2 0,499 3 3,77 25

76

II

0,72 13,7 10 3/2 2 2,5 1 1,6 2,16 1,25 1,87 0,62 2 3 25

0,75 16 12 3 2,66 3 1,16 2,11 1,71 0,64 2,66 36 0,5 17 12 3 5 1 3,5 2,6 2,14 0,42 5 36

0,75 5 38 1 1 3 0,25 1 1 - - 38 I

0,58 24 8 3 4 1,4 2,5 2,6 2 0,49 4 24 0,75 20 10 4/3 2,33 2,99 1,33 2,22 2,73 1,53 2,18 0,65 2,33 3,33 35 0,75 14 14 3/2 2 3 1 1,6 2,16 1,25 1,87 0,62 2 3 36

93

II 0,67 24 8 4/3 3 2 2 2,22 2,73 1,64 2,26 0,61 2,66 3,66 28 Примечание. hmaх – максимальная толщина слоя породы, срезаемого алмазом при неустановившемся

режиме разрушения породы на забое; h1 и h2 – соответственно, толщина слоя породы, срезаемого алмазами первого рабочего ряда, и второго и последующих рядов при установившемся режиме разрушения породы; Ho, Ho/hа – соответственно, углубка за оборот и относительная углубка за оборот.

Результаты полученных данных компьютерного моделирования показали, что для коронок

с несколькими рабочими рядами в секторе наиболее рациональной конструкцией с точки зрения обеспечения максимума механической скорости бурения при меньшей нагруженности алмазов является коронка с раскладкой I типа. При такой раскладке алмазы первого рабочего ряда сектора нагружены равномерно. Однако, эта нагрузка не менее чем в 2 раза больше нагрузки, действующей на алмазы последующих рядов со стороны породы. Для раскладки II типа характерно неравномерное 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 сравнению с раскладкой I типа этот показатель больше примерно на 25 %).

При неустановившемся режиме работы коронки с раскладкой I типа максимальная толщина слоя породы, срезаемая алмазом зависит от отношения lк/la и определяться по формуле:

,max

1)1(1

m

i

inкhh a

(6)

где кn=n1/na, n1 – количество алмазов в первом рабочем ряду сектора, na – количество алмазов в секторе; m = (lк/la)−1, если отношение lк/la дробное, то m принимается равной целой части результата (без округления).

Для таких коронок, учитывая меньшую нагрузку на алмазы третьего и последующих радиальных рядов сектора, возможно использование алмазов более низкой прочности, что может снизить затраты на их изготовление.


166

Углубка за оборот для коронок с раскладкой I типа равна:

aLco hnNH , (7)

где Nc – количество секторов коронки; nL – количество алмазов на одной линии резания сектора. Следует отметить, что формула (7) аналогична известной формуле для твердосплавных

коронок [6]. Поэтому точный прогноз углубки за оборот и механической скорости бурения для коронок этого типа зависит от точности определения величины ha.

Для коронки с раскладкой II типа углубка за оборот составляет: ,

aLcohnNH (8)

где *Ln – среднее число алмазов на двух смежных линиях резания.

5,02/)1(2/)( 11121 LLLLLL nnnnnn ,

где nL1 – наибольшее количество алмазов на одной из двух смежных линий резания, nL2 – количество алмазов на второй из двух смежных линии резания, для этих коронок nL2=nL1−1.

Отсюда

aLcohnNH )5,0(

1 (9)

Таким образом, использование полученной модели позволяет оценить влияние схемы раскладки алмазов на механическую скорость бурения и нагруженность алмазов сектора.


1. Корнилов Н. И., Буровой инструмент для геологоразведочных скважин: Справочник / Н. И. Корнилов, Н. Н. Бухарев, А. Т. Киселев и др. Под ред. Н. И. Корнилова. – М. : Недра, 1990. – 395 с.

2. Чихоткин, В. Ф. Исследование техники и технологии бурения геолого-разведочных скважин и разработка нового поколения алмазного породоразрушающего инструмента / В. Ф. Чихоткин. – М. : ОАО «ВНИИОЭНГ», 1997. – 241 с.

3. Соловьев, Н. В. Ресурсосберегающая технология алмазного бурения в сложных геологических условиях / В. Ф. Чихоткин, Р. К. Богданов, А. П. Закора. – М. : ОАО «ВНИИОЭНГ», 1997. – 332 с.

4. Зыбинский, П. В. Сверхтвердые материалы в геологоразведочном бурении: Монография / Р. К. Богданов, А. П. Закора, А. М. Исонкин. – Донецк : Норд-Пресс, 2007. – 244 с.

5. Цыпин Н. В. Износостойкость композиционных алмазосодержащих материалов для бурового инструмента / Н. В. Цыпин. – К. : Наук. думка, 1983. – 191 с.

6. Сулакшин С. С. Разрушение горных пород / С. С. Сулакшин. – Томск: ТПУ, 1994. – 100 с.

Поступила в редакцию 20.12.11.

А. А. Каракозов1, М. С. Попова1, C. М. Парфенюк1, Р. К. Богданов2, А. П. Закора2 1 ДВНЗ «Донецький національній технічний університет», Донецьк, Україна 2 Інститут надтвердих матеріалів ім. В. М. Бакуля НАН України, Київ, Україна

Моделювання роботи алмазних різців одношарових коронок на забої та оцінювання впливу схеми розкладки алмазів на механічну швидкість буріння

У статті наведена розрахункова модель руху коронки на вибої. Надана оцінка впливу розкладки алмазів на механічну швидкість буріння та навантаженність алмазів сектору.

Ключові слова: алмазна одношарова коронка; розкладка алмазів; механічна швидкість буріння.

A. A. Karakozov1, M. S. Popova1, S. N. Parfenyuk1, R. K. Bogdanov2, A. P. Zakora2

1 Donetsk national technical university, Donetsk, Ukraine 2 V.Bakul Institute for Superhard Materials National Academy of Sciences of Ukraine, Kiev, Ukraine

Modeling of single-layer diamond core bits on bottomhole and impact evaluation of diamonds layout on penetration rate

The article summarizes the diamond core drill bit bottomhole motion model. The influence of the diamonds layout on penetration rate and load of single diamond in the bit sector.

Keywords: single-layered diamond core bit, diamonds layout, penetration rate.

ISSN 2073-9575. Наукові праці ДонНТУ. Серія «Гірничо-геологічна». Вип. 16(206). 2012. С. 167–172

167

УДК 622.24.085

А. А. Каракозов, С. Н. Парфенюк Донецкий национальный технический университет, Донецк, Украина.

К обоснованию технологии бескернового бурения скважин установками серии УМБ-130

Рассмотрены вопросы обоснования технологии бескернового бурения подводных скважин при эксплуатации установок серии УМБ-130. Приведены расчётные модели и полученные результаты математического описания движения бурового снаряда в скважине и его взаимодействия с забоем, определена высота сбрасывания бурового снаряда для различных пород.

Ключевые слова: бурение и геотехнические исследования на шельфе, гидроударный буровой снаряд, «клюющий» способ бурения, внедрение снаряда в породу, высота сбрасывания снаряда.

При инженерно-геологических изысканиях на газовых месторождениях Чёрного и Азовского морей, разрабатываемых ГАО «Черноморнефтегаз», многорейсовое бурение скважин глубиной до 50 метров выполняется установками УМБ-130 и УМБ-130М. Технологическая схема проходки скважин (рис. 1) подразумевает чередование бескернового и колонкового способов бурения [1]. На фазе 1 отбирается керн из верхнего интервала пород, на фазе 2 размываются обрушившиеся породы верхнего интервала, а на фазе 3 отбирается керн из нижележащего неопробованного интервала. Затем фазы 2 и 3 повторяются до тех пор, пока скважина не достигнет проектной глубины.

Рис. 1. Технологическая схема многорейсового бурения скважин установкой УМБ-130М.

При этом бескерновое бурение наиболее эффективно может осуществляться за счёт комбинирования гидравлического разрушения забоя скважины с механическим воздействием на забой: снаряд сбрасывается на забой, внедряется в породу, а затем поднимается над забоем, и порода, разрушаясь, вымывается из снаряда. Таким образом, реализуется разновидность так называемого «клюющего» бурения, довольно распространённого при бурении инженерно-геологических скважин на суше, имеющего достаточно подробное теоретическое обоснование [2–5].

Однако известные теоретические разработки не могут быть использованы для условий бурения на море, поскольку в математической модели не учитывается циркуляция промывочной жидкости в скважине, обусловленная непрерывной подачей жидкости в буровой снаряд. Этот фактор обуславливает наличие сил гидравлического подпора, тормозящих движение снаряда как


168

при его падении, так и при внедрении в породу. Кроме того, в конструкции гидроударных буровых снарядов установок серии УМБ имеется насосный блок для создания обратной промывки в полости керноприёмной трубы при отборе керна. Поэтому при бескерновом бурении, когда поток жидкости подаётся на забой через керноприёмную трубу, её часть будет сбрасываться в скважину через насосный блок, минуя забой [6, 7]. Эти утечки жидкости необходимы для обеспечения внедрения снаряда в грунт, однако такая схема приводит к перераспределению потоков в снаряде при его движении к забою, что сказывается на величине силы гидравлического подпора.

Поэтому для обоснования технологии бескернового бурения необходима разработка уточнённой математической модели «клюющего» бурения с учётом особенностей технологической схемы и конструкции буровых снарядов установок серии УМБ-130.

При рассмотрении движения бурового снаряда в скважине приняты следующие допущения:

1. Пренебрегаем приращением силы тяжести бурового снаряда и ускорения барабана лебёдки за счёт сматывания каната с барабана;

2. Пренебрегаем силами сопротивления во вращающихся частях лебёдки и блока; 3. Отсутствует контакт инструмента по боковой поверхности со стенками скважины; 4. Силы сопротивления при движении к забою определяются гидравлическим подпором, обусловленным течением жидкости в скважине и буровом снаряде;

5. Силы сопротивления при взаимодействии бурового снаряда с забоем описываются чистопластичной моделью грунта и гидравлическим подпором, обусловленным течением жидкости в скважине и буровом снаряде.

Схема движения бурового снаряда в скважине приведена на рис. 2.

Рис. 2. Схема движения бурового снаряда в скважине.


169

С учётом принятых допущений дифференциальное уравнение движения бурового снаряда может быть приведено к виду

gPkmgxmm )2/( 1 , (1)

где m – масса бурового снаряда с учётом массы нагнетательного шланга и грузового каната; x – координата нижнего торца бурового снаряда; m1 – масса барабана лебёдки; k – коэффициент, учитывающий снижение веса из-за погружения снаряда, нагнетательного шланга и грузового каната в жидкость; g – ускорение свободного падения; Pg – сила сопротивления движению, обусловленная гидравлическим подпором.

Сила Pg может быть определена по следующей формуле:

sczsc

scc

zc

ckc

zc

ck

z

ckrk

k

kg

FFFDD

FxQxHLLF

FDD

FxQLL

FDD

FxQL

F

FxQFQF

dF

QLP

21

42

3

212

21

22

112

211

)(2

)()(

)(2

)()(

)(2

)(

2

)(

2

(2)

где λ1, λ2, λ3, λ4 – коэффициент гидравлических сопротивлений, соответственно, в колонковой трубе, в кольцевом зазоре между колонковым набором и скважиной, в кольцевом зазоре между гидроударником и скважиной, в кольцевом зазоре между нагнетательным шлангом и скважиной; Lc, Lk – соответственно, длина бурового снаряда и колонкового набора; ρ – плотность жидкости; Q1 – расход жидкости в колонковой трубе; d, D, Dc, Ds – соответственно, внутренний диаметр керноприёмной трубы, наружный диаметр бурового снаряда, диаметр скважины, диаметр нагнетательного шланга; Fk, Fkr, Fc, Fz, Fz1 – площадь, соответственно, канала керноприёмной трубы, проходного сечения кернорвателя, поперечного сечения бурового снаряда, кольцевого зазора между буровым снарядом и скважиной, кольцевого зазора между нагнетательным шлангом и скважиной; ζ1, ζ2 – соответственно, коэффициенты местных гидравлических сопротивлений в кернорвателе (для реальных конструкций кернорвателей [1] 4,8108÷1,8109) и при истечении жидкости из колонковой трубы в кольцевой зазор между буровым снарядом и скважиной (определяется по известным формулам гидравлики); Q – подача жидкости в буровой снаряд; L – глубина скважины; H – высота подъёма бурового снаряда над забоем (высота сбрасывания).

Коэффициенты гидравлических сопротивлений λ для турбулентного течения жидкости на каждом расчётном участке определяются по известной формуле [8]

25,0)//(3164,0 eVD , (3)

где V – скорость течения жидкости на расчётном участке; De – эквивалентный диаметр расчётного участка; ν – кинематическая вязкость жидкости.

Они непостоянны в процессе перемещения бурового снаряда, поскольку зависят от переменных величин скорости перемещения бурового снаряда и расхода жидкости в колонковой трубе Q, который в каждый конкретный момент времени можно найти из следующего условия:

)()(2

)(

2

)(

2 10212

21

22

112

211 QQ

FDD

FxQL

F

FxQQ

dF

QL

zc

ck

z

c

k

k

, (4)

где ζ0 – коэффициент местного гидравлического сопротивления насосного блока, через который часть жидкости (Q–Q1) сбрасывается в скважину выше колонкового набора. Для реальных конструкций насосных блоков [6] буровых снарядов установки УМБ-130 ζ0=2,91010÷3,71010.

Численно решая дифференциально-алгебраическую систему уравнений (1) и (4), определяем характер движения бурового снаряда к забою и скорость его соударения с ним, необходимую для определения глубины внедрения башмака бурового снаряда в горную породу.

Схема движения бурового снаряда на фазе внедрения в породу показана на рис. 3. Дифференциальное уравнение движения бурового снаряда при его внедрении в горную

породу имеет вид

20 bc FxQPkmgxm , (5)

где Pc – сила сопротивления внедрению башмака бурового снаряда в забой; Fb – площадь проходного сечения башмака.


170

Решение дифференциального уравнения (5) позволяет найти глубину внедрения бурового снаряда в горную породу при «клюющем» бурении с учётом особенностей технологической схемы и конструкции буровых снарядов установок УМБ-130.

На основе разработанной математической модели были проведены расчёты для буровых снарядов диаметром 127 мм с длиной колонкового набора от 2 до 6 метров. При этом варьировались параметры горных пород, слагающих разрез, глубина скважины, подача промывочной жидкости в буровой снаряд (от 360 до 600 л/мин). Диаметр скважины, формирующейся при размыве пород, определялся по методике, предложенной И.А. Юшковым [9]. Максимальная высота сбрасывания снаряда ограничивалась величиной 8 м, обусловленной параметрами грузоподъёмных систем судна-носителя. Под критической высотой сбрасывания подразумеваем такую высоту, при превышении которой не происходит увеличения скорости бурового снаряда, или же максимальную высоту сбрасывания, если скорость бурового снаряда продолжает увеличиваться вплоть до её достижения. Максимальная скорость снаряда соответствует максимальной высоте сбрасывания и рассчитана на расстоянии 5 мм от забоя.

В табл. 1 и 2 приведены результаты моделирования движения в скважине бурового снаряда с колонковыми наборами различной длины и внедрения его в грунт при расходе жидкости 450 л/мин (часто используемый в практике буровых работ установками УМБ-130). В табл. 3 и 4 приведены результаты моделирования движения в скважине бурового снаряда с колонковым набором длиной 6 м и внедрения его в грунт при разных расходах жидкости и глубинах скважин. Пределы изменения диаметра скважины рассчитаны для разновидностей рассматриваемой породы различной прочности.

Таблица 1 – Результаты моделирования движения бурового снаряда при подаче жидкости 450 л/мин.

Критическая высота сбрасывания, м / Максимальная скорость снаряда, м/с (в зависимости от длины колонкового набора)

п/п

Порода Диаметр скважины,

мм 2 м 3 м 4 м 5 м 6 м 181 8/9,3 8/9,4 8/9,4 8/9,4 8/9,2

1 Песок 207 8/10,2 8/10,2 8/10,3 8/10,3 8/10,4 150 2/2,1 2/2,1 2/2,2 1,9/2,2 1,7/2,2

2 Супесь 182 8/9,4 8/9,4 8/9,4 8/9,5 8/9,4 141 0,2/0,45 0,2/0,48 0,25/0,49 0,3/0,52 0,4/0,54

3 Суглинок 158 8/4,5 8/4,5 6,5/4,5 6/4,5 5,5/4,5 139 0,1/0,22 0,1/0,24 0,2/0,26 0,2/0,28 0,2/0,3

4 Глина 167 8/7,3 8/7,3 8/7,3 8/7,3 8/7,2

Таблица 2 – Глубина внедрения в породу (h) башмака снаряда при подаче жидкости 450 л/мин (при сопротивлении породы на забое 69 кН/16 кН и глубине скважины 50 м)

Длина колонкового набора, м п/п

Порода Диаметр

скважины, мм 2 м 3 м 4 м 5 м 6 м 1 Песок 181/207 32/39 34/42 36/45 38/49 39/52 2 Супесь 150/182 11/38 12/40 12/43 13/45 14/49 3 Суглинок 141/158 1,9/24 2,2/26 2,5/27 2,7/29 3/30 4 Глина 139/167 0,6/33 0,8/35 0,9/37 1,1/39 1,3/41

Рис. 3. Схема движения бурового снаряда на фазе внедрения в породу.


171

Таблица 3 – Результаты моделирования движения бурового снаряда с длиной колонкового набора 6 м.

Критическая высота сбрасывания, м / Максимальная скорость снаряда, м/с (в зависимости от глубины скважины и подачи жидкости)

п/п

Порода 20 м, 450 л/мин 50 м, 450 л/мин 50 м, 600 л/мин

8/9 8/9,2 8/10 1 Песок

8/10,1 8/10,4 8/10,6 2/1,9 1,7/2,2 7/4

2 Супесь 8/9,1 8/9,4 8/10

0,2/0,43 0,4/0,54 0,7/1,15 3 Суглинок

7,5/4 5,5/4,5 8/6,8 0,1/0,2 0,2/0,25 0,5/0,63

4 Глина 8/6,7 8/7,2 8/9

Таблица 4 – Глубина внедрения в породу (h) башмака снаряда с длиной колонкового набора 6 м (при сопротивлении породы на забое 69 кН/16 кН)

Глубина скважины, подача жидкости п/п

Порода 20 м, 450 л/мин 50 м, 450 л/мин 50 м, 600 л/мин

1 Песок 32/41 39/52 38/45 2 Супесь 10/39 14/49 20/44 3 Суглинок 1,8/23 3/30 5,6/34 4 Глина 0,6/33 1,3/41 2,6/41

Анализ результатов моделирования позволяет сделать следующие выводы.

1. «Клюющее» бурение снарядами диаметром 127 мм достаточно эффективно в породах, обеспечивающих размыв скважины до диаметра не менее 150 мм. При меньших диаметрах скважины его эффективность резко снижается, и механическое рыхление забоя становится незначительным. Поэтому для бурения в плотных породах, устойчивых к размыву стенок скважины, можно рекомендовать разработку буровых снарядов, конструкция которых обеспечивает его взаимодействие с забоем при сниженном усилии подпора жидкости (за счёт уменьшения её подачи в этот момент). При этом погружение снаряда в породу может обеспечиваться как за счёт работы гидроударника, так и «клюющим» способом.

2. При прочих равных условиях увеличение глубины скважины положительно сказывается на процессе разгона снаряда и величине погружения его в грунт за один удар, что объясняется меньшим ростом сил гидравлических сопротивлений по сравнению с весом снаряда.

3. И изменение длины колонкового набора незначительно влияет как на критическую высоту сбрасывания, так и на максимальную скорость снаряда при бурении в породах, обеспечивающих размыв стенок скважины более 150 мм.

4. Предпочтительнее использование лёгких лебёдок, обеспечивающих свободный спуск инструмента, с малой массой барабана, т.е. при проведении буровых работ необходимо ограничивать запас каната на барабане в соответствии с условиями бурения. «Клюющее» бурение неэффективно при использовании буровых лебёдок, не обеспечивающих свободный спуск снаряда и имеющих ограничение по скорости сматывания каната с барабана менее 1,5 м/с.

На основании полученных результатов была уточнена технология бескернового бурения установками серии УМБ-130 (в частности – рекомендации по высоте подъёма снаряда над забоем), прошедшая успешную апробацию в ЗАО «Компания «Юговостокгаз» при выполнении работ на объектах ГАО «Черноморнефтегаз» в Чёрном и Азовском морях.


1. Калиниченко, О. И. Гидроударные буровые снаряды и установки для бурения скважин на шельфе / О. И. Калиниченко, П. В. Зыбинский, А. А. Каракозов. – Донецк : «Вебер» (Донецкое отделение), 2007. – 270 с.

2. Ребрик, Б. М. Бурение скважин при инженерно-геологических изысканиях / Б. М. Ребрик. – М.: Недра, 1973. – 260 с.

3. Ребрик, Б. М. Ударное бурение грунтов / Б. М. Ребрик. – М.: Недра, 1976. – 232 с. 4. Ребрик, Б. М. Справочник по бурению инженерно-геологических скважин / Б. М. Ребрик. – М.: Недра, 1983. – 288 с.


172

5. Ребрик, Б. М. Механика в разведочном бурении / Б. М. Ребрик. – М.: Недра, 1992. – 301 с. 6. Каракозов, А. А. Моделирование течения жидкости в гидроударном буровом снаряде установок серии

УМБ-130 при бескерновом бурении скважин / А. А. Каракозов, С. Н. Парфенюк // Наукові праці ДонНТУ. Серія «Гірничо-геологічна». – Вип. 13(178). – Донецьк : ДонНТУ, 2011. – С. 190–194.

7. Каракозов, А. А. К обоснованию параметров фазы бескернового бурения скважин при эксплуатации установок серии УМБ-130 / А. А. Каракозов, С. Н. Парфенюк // Матеріали міжнародної конференції «Форум гірників – 2011». – Дніпропетровськ: НГУ, 2011. – С. 43 – 46.

8.Ивачёв, Л. М. Промывка и тампонирование геологоразведочных скважин: Справочное пособие. – М.: Недра, 1989. – 247 с.

9. Юшков, И. А. Обоснование технологических параметров многорейсового поинтервального бурения подводных скважин погружными установками : дис. ... канд. техн. наук : 05.15.10 / Юшков Иван Александрович – Донецк : ДонНТУ, 2004. – 194 c.

Поступила в редакцию 27.10.11

А. А. Каракозов, С. М. Парфенюк


К обоснованию технологии бескернового бурения скважин установками серии УМБ-130

Розглянуто питання обґрунтування технології буріння підводних свердловин під час експлуатації установок серії УМБ-130. Наведені розрахункові моделі та отримані результати математичного опису руху бурового снаряду в свердловині та його взаємодії з вибоєм, визначена висота скидання бурового снаряду для різноманітних порід.

Ключові слова: буріння та геотехнічні дослідження на шельфі, гідроударний буровий снаряд, «клюючий» спосіб буріння, заглиблення снаряду в породу, висота скидання снаряду.

A. A. Karakozov, S. N. Parfenyuk


Validation of technology of full-hole drilling for UMB-130 drilling tool series

Validation questions of technology of full-hole drilling of underwater wells with UMB-130 drilling tool series. The calculated model and the results of the mathematical description of motion in the drill hole and its interaction with the well bottom, the height of the dropping of the drilling tool for different sediments.

Keywords: drilling and geotechnical research on shelf, percussive drilling tool, “pecking” drilling, drilling tool penetration, drilling tool dropping height.


173

УДК 622.28.044:622.261.2

А. О. Новиков, И. Н. Шестопалов ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет», Донецк, Украина

Исследования влияния усиления рамной крепи анкерами на процесс формирования вокруг

выработки зоны разрушенных пород

С помощью моделирования на структурных моделях и моделях из эквивалентных материалов установлены новые особенности деформирования системы «рама – оболочка из скрепленных анкерами пород»

Ключевые слова: выработка, модель, рама, оболочка из скрепленных анкерами пород, особенности деформирования, система «рама – оболочка из скрепленных анкерами пород».

Проблема и ее связь с научными или практическими задачами. В настоящее время до 90% поддерживаемых горных выработок закреплены металлической арочной податливой крепью. До 17,5% из них на шахтах Украины деформировано и нуждается в ремонте. Среди основных причин неудовлетворительного состояния выработок - низкая несущая способность рамной крепи, а также несоответствие ее технических характеристик горно-геологическим условиям применения.

Одним из перспективных направлений улучшения состояния крепи выработок является ее усиление, в том числе за счет применения анкерования. В этой связи проведение исследований, направленных на установление особенностей деформирования массива, вмещающего выработки с комбинированной крепью для обоснования ее рациональных параметров, обеспечивающих устойчивое состояние поддерживаемых выработок, является актуальной научной задачей.

Анализ основных исследований и публикаций. В научно-технической литературе представлено большое количество исследований, посвященных изучению характера взаимодействия различных конструкций крепи с массивом. Это работы А.П.Широкова, В.Т.Глушко, А.А.Борисова, Н.И.Мельникова, Л.М. Ерофеева, А.Н.Зорина, И.А.Ковалевской, Б.К.Чукуна, А.В. Ремезова, И.А.Юрченко, А.Н.Шашенко, В.В.Виноградова, А.Югона, А.Коста и др.

Выполненный анализ работ, посвященных изучению взаимодействия комбинированной крепи и массива, а также разработке методик расчета их параметров, позволил авторам разделить их на 3 большие группы:

– первая группа работ учитывает наличие, усиливающей раму, анкерной крепи коэффициентом уменьшения смещений, который вводится в формулы для расчета ожидаемых смещений контура выработки и зависят от плотности установки анкеров [1];

– вторая группа работ рассматривает рамную и усиливающую рамную крепь как единую грузонесущую конструкцию, конструктивные параметры которой принимаются в зависимости от ожидаемых смещений контура незакрепленной выработки, горно-геологических и горнотехнических факторов, характеризующих условия ее заложения [2];

– третья группа работ рассматривает рамную и усиливающую крепь как единую связную конструкцию, параметры которой рассчитываются теоретически с использованием метода сил [3].

Вместе с тем, всем проанализированным работам присущ ряд недостатков. Так, в них не содержится четкого разграничения между существующими конструкциями комбинированных крепей на основе анкерных систем, при этом, механизм взаимодействия комбинированной крепи и вмещающего массива во времени практически не изучен. Кроме того, в известных методиках расчета параметров комбинированных крепей не установлено распределение нагрузок, воспринимаемых отдельными составными элементами системы «крепежная рама – оболочка из укрепленных пород», что не позволяет достоверно рассчитать их параметры.

В этой связи, целью настоящей работы является изучение влияния усиления рамной крепи анкерами на процесс формирования вокруг выработки зоны разрушенных пород (ЗРП).


174

Изложение материала

Исследования проводились в два этапа. На первом этапе на структурных моделях проводились исследования влияния усиления

рамной крепи анкерами на устойчивость выработки в зависимости от размера ЗРП, сформировавшейся к моменту установки анкеров. В структурных моделях, изготовленных из деревянных блоков различных размеров (масштаб модели 1:50), моделировались различные размеры ЗРП, сформировавшиеся в окрестности выработки к моменту установки анкеров (размер ЗРП – от 1 до 6м), глубина анкерования (длина анкера от 1 до 6м). Имитировались также различные схемы установки анкеров (радиальная, крестообразная и двухстадийная).

Характеристика моделей представлена в табл.1.

Таблица 1. Характеристика моделей

Ширина выработки, В, м

Высота выработки, h, м модели и

схема установки анкеров в натуре в модели в натуре в модели

Длина анкера в кровле,

м

Размер зоны разрушенных пород, м

Модель 1-6

5 0,05 3 0,03 - 1-6

Модель 7-12

5 0,05 3 0,03 1 1-6

Модель 13-18

5 0,05 3 0,03 2 1-6

Модель 19-24

5 0,05 3 0,03 3 1-6

Модель 25-30

5 0,05 3 0,03 4 1-6

Модель 31-36

5 0,05 3 0,03 6 1-6

Модель 37-42

5 0,05 3 0,03 2м + 6м 1-6

Модель 43-48

5 0,05 3 0,03 пространственная

6м 1-6

Состояние моделей на момент окончания испытаний показаны на рис.1. Всего было

испытано 48 моделей.

Рис.1. Состояние выработок в моделях 41 (а) и 46 (б) на момент окончания их отработки

а) б)


175

Эффективность от усиления рамной крепи анкерами оценивалась по изменениям относительных смещений контура выработки при отработке модели. Графики зависимости относительных смещений контура выработки от относительного размера ЗРП, сформировавшегося на момент установки анкеров, показаны на рис.2.

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0

Rзрп/Rв

Uк/

Rв

Рамы

1м

2м

3м

4м

6м

К+Д

6м крест.

Рис.2. Смещения контура выработки от размера зоны разрушенных пород, сформировавшейся к моменту установки анкеров, в относительных единицах

Выполненные исследования показали, что при наличии вокруг выработки к моменту

анкерования ЗРП с размером, сопоставимым с глубиной анкерования, эффективность усиления рамной крепи анкерами резко снижается.

Для установления особенностей влияния усиления рамной крепи анкерами на процесс формирования вокруг выработки ЗРП, выполнялось моделирование на эквивалентных материалахв. Было отработано 12 моделей из гипсо-песчаных и парафино-песчаных смесей. Схема расположения выработки и реперов в моделях и общая характеристика моделей представлены на рис. 3 и в табл. 2.

Рис.3. Схема расположения выработки и реперов в моделях из эквивалентных материалов

Имитировались различные горно-геологические условия сжH и степень реализации

геомеханических процессов во вмещающем массиве к моменту установки рамной крепи (она моделировалась относительной величиной конечных смещений контура выработки, реализовавшихся до установки анкеров, ккр UU ).


176

Таблица 2. Характеристика моделей из эквивалентных материалов

Ширина выработки, В, м

Высота выработки, h, м

модели

в натуре

в модели

в натуре

в модели

Значение критерия

устойчивости

сж

H

Относительная величина критических

смещений, реализовавшихся до установки анкеров,

к

кр

U

U , ед.

Глубина анкерования,

м

1-4 5 0,1 3 0,06 0,35 0; 0,25; 0,5; 0,75 2 5-8 5 0,1 3 0,06 0,44 0; 0,25; 0,5; 0,75 2 9-12 5 0,1 3 0,06 0,65 0; 0,25; 0,5; 0,75 2

Моделирование производилось следующим образом. Первоначально, в горно-

геологических условиях сж

H отрабатывалась модель с выработкой, закрепленной рамной

податливой крепью и определялись конечные смещения на контуре, и размер ЗРП, сформировавшейся вокруг выработки. Затем, в этих же горно-геологических условиях, в последующих моделях имитировалась выработка, закрепленная рамной крепью, в которой после

реализации заданной части от конечной величины смещений контура

к

кр

U

U, между рамами

устанавливалась усиливающая анкерная крепь и модель отрабатывалась до конца. Для измерения смещений реперов в модели использовался метод фотофиксации. Состояние выработки в модели 3 на различных этапах отработки показаны на рис. 4.

Рис.4. Состояние выработки в модели 3 на момент: (а) – проведения выработки; (б) – начала установки усиливающей анкерной крепи; (в) – окончания установки усиливающей анкерной крепи; (г) – окончания

отработки модели

а) б)

в) г)


177

Обработка результатов производилась путем построения графиков зависимостей относительных смещений глубинных реперов в кровле выработки и коэффициента разрыхления пород между реперами от расстояния до контура при различной величине критических смещений, реализовавшихся до установки анкеров (рис.5).

Рис.5. Графики зависимости относительных смещений глубинных реперов в кровле выработки (при 65,0H сж ) (а) и коэффициента разрыхления пород между реперами (б) от расстояния до ее контура

при различной величине критических смещений, реализовавшихся до установки анкеров Как видно из представленных графиков (рис. 5а), что усиление рамной крепи без

отставания от забоя по проведению выработки позволило на 32 % уменьшить конечные смещения контура по сравнению с выработкой, закрепленной только рамами. В моделях же, где усиление анкерами производилось не сразу (после реализации 25, 50 и 75 % конечных смещений, при этом размер сформировавшейся ЗРП составлял соответственно 0,15; 0,35 и 0,55 от глубины анкерования) смещения контура к моменту окончания отработки модели составили соответственно на 26, 14 и 8 % меньше, по сравнению с выработкой, закрепленной только рамами. Установка анкерной крепи усиления также качественно меняет картину формирования ЗРП и зоны неупругих деформаций вокруг выработки (ЗНД). Так, (см. рис.5б) усиление анкерами позволяет до 30% уменьшить конечный размер ЗНД, формируемый вокруг выработки с рамной крепью. При этом, целостность, а следовательно природную прочность и несущую способность оболочки пород, усиленной анкерами возможно сохранить (при 65,0H сж ) только при одновременной

установке рамной и анкерной крепи. В остальных случаях (после реализации 25, 50 и 75 % конечных смещений), происходит частичное или полное разрушение области пород, усиленной анкерами. Если вокруг выработки с рамной крепью образуется ЗРП с размером 0,43 от размера ЗНД с максимальным разрыхлением пород на удалении 0,1 от размера ЗНД, то при установке усиливающей анкерной крепи максимальное значение коэффициента разрыхления пород смещается в глубь на 0,2 размера ЗНД. Внешняя же граница ЗРП, в зависимости от степени реализации геомеханических процессов в массиве к моменту усиления рамной крепи (25, 50 и 75 % конечных смещений) находится на удалении 0,5–0,63 от размера ЗНД. Аналогичные данные были получены при отработке других моделей.

В результате проведенных исследований установлено, что эффективность усиления рамной крепи анкерами определяется размером зоны разрушенных пород (ЗРП), образовавшейся вокруг выработки на момент установки анкеров. Так, при формировании к моменту усиления рамной крепи вокруг выработки ЗРП с размерами до половины глубины анкерования, остаточный размер не разрушенной оболочки из укрепленных анкерами пород составляет не менеее 50% от глубины анкерования при 65,035,0H сж уменьшает смещения контура выработок от 32

до 47 %.

а) б)

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0

Li/Lк

Ui/

Uк

Рамы

0,75Uкр

0,5Uкр

0,25Uкр

0

1,00

1,10

1,20

1,30

1,40

1,50

1,60

1,70

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0

Li/Lк

Кр

i/Kрк

Рамы

0,75Uкр

0,5Uкр

0,25Uкр

0

Граница


178

Выводы и направления дальнейших исследований

Выполненные лабораторные исследования позволили качественно и количественно оценить степень влияния усиления рамной крепи жесткими анкерами на процесс формирования вокруг выработки зоны разрушенных пород. Установленные особенности протекания деформационных процессов во вмещающем выработку массиве будут использованы для обоснования расчетной схемы и постановке теоретической задачи по определению рациональных параметров комбинированных крепей.


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

2. СОУ 10.1.05411357.010:2008. Система обеспечения надежного и безопасного функционирования горных выработок с анкерным креплением. Общие технические требования. – 89 с.

3. Черев Д.А. Выбор параметров рамно-анкерной крепи на основе исследования закономерностей изменения внутренних усилий.: Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук по специальности 225.0022 – Геотехнология (открытая, подземная и строительная), Екатеринбург,2004.- 18с.

Поступила в редакцию 17.12.11

А. О. Новіков, І. Н. Шестопалов


Дослідження впливу посилення рамного кріплення анкерами на процесс формування накруги виробки зоні зруйнованих порід

За допомогою моделювання на структурних моделях і моделях з еквівалентних матеріалів встановлено нові особливості деформування системи «рама – оболонка зі скріплених анкерами порід»

Ключові слова: виробка, модель, рама, оболонка зі скріплених анкерами порід, особливості деформування, система «рама – оболонка зі скріплених анкерами порід»

A. O. Novikov, I. N. Shestopalov


Studies of the effect of strengthening frame supports with anchors on the process of development of the surrounding zone of fractured rock

With the help of simulation models and structural models of equivalent materials installed new features of the deformation of the "frame - the shell of bonded anchors rocks"

Keywords: mining, model, frame, sheath bonded anchors rock deformation characteristics, the system "frame - the shell of the rock anchors fastened"


179

УДК 622.28.044:622.261.2

А. О. Новиков, Ю. А. Петренко, И. Н. Шестопалов, А. В. Резник ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет», Донецк, Украина

Обоснование предельных сроков применения дополнительных мероприятий, направленных на повышение устойчивости горных выработок

В статье описаны результаты шахтных наблюдений за деформированием породного массива, вмещающего выработки с рамным креплением

Ключевые слова: крепь, замерная станция, репер, зона разрушенных пород, смещения реперов во времени

Проблема и ее связь с научными и практическими заданиями

Угольная промышленность – одна из ведущих отраслей народного хозяйства, важнейшая задача, которой в условиях рыночной экономики состоит в повышении эффективности производства и снижении себестоимости продукции. Большим резервом повышения эффективности работы угольных шахт является своевременное применение способов охраны горных выработок, так как в себестоимости одной тонны угля до 45 % занимают затраты на поддержание.

Применяемая в настоящее время металлическая арочная крепь, которой закреплено до 90 % протяженности поддерживаемых горных выработок, практически исчерпала свои возможности и не обеспечивает устойчивое состояние выработок на больших глубинах, так как ее конструкция и параметры не соответствуют условиям нагружения. В настоящее время до 15 % поддерживаемых выработок ремонтируются с затратами на ремонт до 15000 грн./м. Существенно улучшить состояние выработок можно путем применения дополнительных мероприятий (нагнетание скрепляющих растворов, анкерование и др.), позволяющих управлять напряженно-деформированным состоянием массива и использовать его несущую способность. Вместе с тем, опыт применения таких мероприятий (в частности рамно-анкерной крепи) показывает, что технический эффект существенно зависит от своевременности их реализации. Как показывают проведенные исследования[1], выполнение локальных дополнительных мероприятий, направленных на повышение устойчивости выработок после образования зоны разрушенных пород на глубину более половины ширины выработки, технически неэффективно. Так, в настоящее время отсутствуют научно обоснованные рекомендации по определению времени и места установки анкеров относительно проходческого забоя. В этой связи установление особенностей формирования вокруг выработок зоны разрушенных пород во времени является весьма актуальной задачей.

Анализ исследований и публикаций

В научно-технической литературе представлено большое количество работ, посвященных изучению механизма формирования вокруг горных выработок зоне неупругих деформаций и прогнозированию проявлений горного давления. Это работы В.Т. Глушко, Л.М. Ерофеева, Ю.З. Заславского, А.Н. Зорина, К.В. Кошелева, Н.Н. Касьяна, И.Л. Черняка, А.Н. Шашенко, и др. В этих работах подробно изложены результаты шахтных инструментальных наблюдений за механизмом формирования вокруг выработок зоны неупругих деформаций, однако при этом в ней не выделяется зона разрушенных пород, отделившихся от массива. Вместе с тем размеры этой зоны и время ее формирования и определяют сроки выполнения дополнительных мероприятий по повышению устойчивости.


180

Задачей данных исследований являлось установление особенностей формирования зон разрушенных пород во времени, вокруг выработок с рамным креплением, для обоснования сроков выполнения дополнительных мероприятий, направленных на повышение устойчивости выработок (в том числе – сохранение природной прочности вмещающих пород).

Основные результаты

Для решения поставленной задачи анализировались результаты шахтных инструментальных наблюдений по 13 глубинным замерным станциям, выполненных проф. И.Л. Черняком, проф. Ю.З. Заславским и авторами статьи. Характеристика горно-технических условий в местах заложения замерных станций представлена в таблице 1.

Таблица 1. Характеристика горно-технических условий в местах заложения замерных станций

замерной

станции

Название выработки Наименование

вмещ

ающих

пород

Средняя

прочность

пород,

МПа

Глубина

залож

ения

вы

работки,

м

Сечение

выработки

в свету,

м

Тип крепи

Критерий

устойчивости

пород,

γH

/σсж

, ед.

1 2-й западный конвейерный штрек пл. h8 шахты «Шахтерская Глубокая»

ПС 50 1050 13,5 КМП-А5 0,525

2 6-й восточный вентиляционный штрек пл. l4 шахты им. Челюскинцев

ПС 46 720 7,0 КМП-А3 0,391

3 Восточный кор. полевой вентиляционный штрек шахты «Бутовская Глубокая»

ПС 34-42 (38)

1006 11,2 КМП-А3

0,662

4 Восточный парн. полевой вентиляционный штрек шахты «Щегловка Глубокая»

ГС 32 780 8,9 КМП-А3

0,609

5 Восточный полевой вентиляционный штрек шахты «Мушкетовская-Заперевальная 2»

ПС и П

48-55 (51)

700 11,2 КМП-А3 0,330

6 Транспортный ходок западного панельного уклона. 2 пл. m2 шахты «Чекист»

ПС 45 780 10,0 КМП-А3 0,433

7 Восточный полевой штрек шахты «Бутовская-Глубокая

П 71 1006 14,4 КМП-А3 0,354

8 9-й западный конвейерный штрек пл. m3 шахты им. А.Ф. Засядько

ГС 32 950 13,8 КМП-А5 0,742

9 6-й южный бортовой ходок бл. 2 пл. l7 шахты им. Стаханова

ПС 50 860 11,2 КМП-А3 0,430

10 4-й северный. бортовой. ходок пл. l3 шахты им. Стаханова

ПС 50 950 14,4 КМП-А3 0,475

11 5-й откаточный штрек пл. m2 шахты 10 «Чекист

ПС 35 780 10,0 КМП-А3

0,557

12 5-й северный конвейерный штрек пл. m4

0 шахты «Добропольская» ГС 36 620 11,2

КМП-А3

0,417

13 5-й северный конвейерный штрек пл. m4

0 шахты «Добропольская» ГС 36 620 11,2

КМП-А3

0,417

Результаты наблюдений обрабатывались в виде графиков смещений глубинных реперов в

скважинах, а также графиков изменения относительных деформаций пород на участках между реперами.

Размеры зоны разрушенных пород определялись по величине предельных относительных деформаций вмещающих пород. Породы, на участке скважины между глубинными реперами считались разрушенными, если величина относительных деформаций превышала предельное


181

значение. Согласно исследованиям, проведенным в МГГУ под руководством И.Л. Черняка [2] предельные относительные деформации для глинистого сланца составляют 310-2, а для песчаного сланца 210-2. Предельное значение относительных деформаций(ε пр) определялось по формуле:

,b

UU 21пр

(1)

где 1U и 2U – смещения соответствующих реперов, мм.

b – расстояние между соседними реперами, мм. Анализ графиков (рис. 1) показал, что характер смещений пород на всех замерных

станциях существенно не отличается. В качестве примера рассмотрим результаты наблюдений на 9-й замерной станции.

Выработка площадью сечения в свету 11,2 м2 сооружалась на глубине 860 м комбайновым способом. Вмещающие породы – мелко-слоистый песчаный сланец мощностью 14 м, с пределом прочности на одноосное сжатие 50 МПа. Крепление ходка осуществлялось податливой крепью АП-3, с плотностью установки 2 рамы на 1 метр. В скважине, пробуренной в кровле выработки, было установлено 7 реперов. Расстояние от контурного до первого репера и между первым, вторым, третьим и четвертым реперами составляло 1,0 м, между четвертым и пятым – 3,0 м, а между пятым и шестым – 2,0 м. Графики смещений глубинных реперов во времени и изменения коэффициента разрыхления на участках скважины между реперами представлены на рис.1 и 2.

Как видно из представленных графиков (см. рис.2), зона разрушенных пород в кровле начала образовываться на десятые сутки наблюдений. Ее размер составил 2,5 м (значение коэффициента разрыхления составляет 1,13, а размер зоны не упругих деформаций в кровле – 7 м). К 120 суткам наблюдений размер зоны разрушенных пород в кровле выработки достигает 4,3 м (максимальное значение относительных деформаций 0,26 зафиксировано на участке скважины между контурным и вторым реперами), при этом размер зоны неупругих деформаций в кровле составил 9 м.

Аналогичные результаты были получены и на других замерных станциях. Для анализа результатов наблюдений были построены графики изменения размеров зоны разрушенных пород во времени (рис.3).

0

100

200

300

400

500

0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0

Расстояние до контура, м

Смещ

ения

, мм

5 сут

10 сут

15 сут

30 сут

60 сут

90 сут

120 сут

Рис.1. Графики смещений глубинных реперов в кровле выработки во времени


182

1,000

1,050

1,100

1,150

1,200

1,250

1,300

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0

Расстояние до контура, м

Коэф

фициент разр

ыхления

пород

,ед

.

5 сут

10 сут

15 сут

30 сут

60 сут

90 сут

120 сут

Граница

Рис.2. Графики изменения коэффициента разрыхления пород между глубинными реперами во времени

0

1

2

3

4

5

0 10 20 30 40 50 60

Время после обнажения контура выработки, сут

Разм

ер

зоны

разрушенных

пород

, м

Зс.1

Зс.2

Зс.3

Зс.4

Зс.5

Зс.6

Зс.7

Зс.8

Зс.9

Зс.10

Зс.11

Зс.12

Зс.13

Рис.3. Графики изменения размера зоны разрушенных пород во времени на замерных станциях


183

Выполненные исследования позволили сделать следующие выводы:

1. В зависимости от горно-геологических условий зона разрушенных пород вокруг выработок начинает образовываться уже через 2-32 суток после проведения выработки, причем большая интенсивность ее образования характерна для глубины заложения более 900 м.

2. На глубину 2 м зона разрушенных пород образуется через 3-36 суток, что фактически ограничивает предельные сроки применения дополнительных мероприятий по повышению устойчивости выработок, направленных на сохранение природной прочности вмещающих пород.

3. С увеличением значения критерия устойчивости с 0,33 до 0,74 средняя скорость образования зоны разрушенных пород возрастает в 3-4 раза, достигая 0,5-0,8 м/сут.

Дальнейшие исследования будут направлены на разработку методики прогноза размеров зоны разрушенных пород во времени.


1. Новиков А.О. Развитие научных основ управления устойчивостью выработок с использованием анкерных систем. [Текст] : дис. ... докт. техн. наук: 05.15.02 : защищена 07.07.2011 / Новиков Александр Олегович — Донецк, 2011. — 479 с.

2. Черняк И.Л. Повышение устойчивости подготовительных выработок. – М.: Недра, 1993. – 256с.

Поступила в редакцию 17.12.11.

А. О. Новіков, Ю. А. Петренко, І. Н. Шестопалов, А. В. Резнік


Обгрунтування граничних термінів застосування додаткових засобів, що спрямовані на підвищення стійкості гірничих виробок

У статті описано результати шахтних спостережень за деформуванням порідного масиву, що вміщує виробки з рамним кріпленням.

Ключові слова: кріплення, вимірна станція, репер, зона зруйнованих порід, зміщення реперів у часі.

A. O. Novikov, Y. A. Petrenko, I. N. Shestopalov, A. V. Reznik


Justification deadlines of additional measures aimed at improving the stability of mine workings

In article results of mine tool supervision over displacement of the rock massif containing mining with frame lining are described

Keywords: lining, metering station, a frame, the zone of damaged rock displacements in time frames.


184

УДК 551.24.03(477)

В. И. Алёхин Донецкий национальный технический университет, Донецк, Украина

Деформации горных пород и результаты реконструкций полей палеонапряжений мыса Фиолент (юго-западный Крым) по новым

тектонофизическим данным

Показаны результаты структурно-геологических и тектонофизических исследований на участке западного ограничения мыса Фиолент. Установлены многочисленные крутопадающие дайки и жилы северо-западного простирания, секущие вулканогенные образования средней юры. Исследованы разрывные тектонические нарушения, деформирующие юрские вулканогенные породы и известняки неогена. В юрских и неогеновых дислоцированных образованиях проведены реконструкции полей напряжений и деформаций, установлены их параметры, а также особенности их пространственного распределения. Исследованы условия формирования разрывных дислокаций на разных этапах их развития.

Ключевые слова: деформации, напряжения, дайки, жилы, разрывные дислокации, базальты, известняки.

Мыс Фиолент располагается в окрестностях г. Севастополя в пределах Гераклейского полуострова. Гераклейский полуостров занимает крайнюю юго-западную часть Горного Крыма. В тектоническом плане эта территория представляет собой обособленный, вулканотектонический блок. Площадь исследований в плане тектонофизической изученности слабо освещена в литературе. В настоящее время существует несколько моделей тектонического развития и строения Горного Крыма. Так Л. С. Борисенко, Л. Г. Плахотный, С. В. Пивоваров и др. придерживаются разломно-блоковой модели региона [1, 2]. Согласно представлениям В. В. Юдина структура Крыма определяется сутурными зонами и крупномасштабными горизонтальными перемещениями блоков земной коры региона с юга на север [3]. Ю. В. Казанцев придерживается покровно-шарьяжной концепции и связывает формирование тектонических структур Горного Крыма с крупномасштабными перемещениями горных масс в южном направлении [4]. В связи с этим для понимания истории развития Горного Крыма, определения роли горизонтальных и вертикальных движений в формировании тектонических структур мыс Фиолент представляет собой отличный полигон. Во-первых, здесь хорошо обнажены две возрастные группы горных пород и четко видны переходы между ними. Во-вторых, на большом протяжении доступны для изучения многочисленные тектонические структуры (разрывные нарушения различного кинематического типа, дайки, жилы). В-третьих, широко развиты зеркала скольжения со штрихами и бороздами на плоскостях тектонических разрывов и трещин, позволяющие выполнить реконструкции полей палеонапряжений в разные этапы тектонического развития данной площади. В обнажениях горных пород наблюдаются структурные реперы, которые позволяют однозначно определить направления движение крыльев разрывных дислокаций. Это многочисленные жилы, дайки, границы различных потоков лавы, граница юрских вулканогенных пород и известняков неогена. Очень важно, что на данном участке мы можем наблюдать редкие для региона проявления четких тектонических деформаций неогеновых отложений – смещения границ пород, подвороты, зеркала скольжения с хорошо проявленными бороздами и штрихами.

Основной целью исследований на площади мыса Фиолент являлось установление особенностей формирования и проявления тектонических деформаций в разных по составу и возрасту породах, характер и причины изменчивости в пространстве и времени параметров полей палеонапряжений и деформаций.

В данной работе представлены материалы изучения наиболее интересного в плане тектоники участка мыса Фиолент – его западного ограничения (рис. 1). Участок сложен вулканическими образованиями средней юры, которые с угловым и стратиграфическим несогласием перекрываются органогенно-детритовыми и глинистыми известняками сарматского яруса неогена. Субвулканические образования средней юры представлены потоками лавы,


185

лавобрекчиями, туфолавами и туфами от основного до среднего состава. Лавовые потоки прорываются крутопадающими дайками различной мощности. Дайки сложены субвулканическими породами основного, среднего и кислого состава. На участке наблюдается крупное разрывное нарушение, деформирующее породы юры и неогена (рис. 2).

Рис.1. Расположение участка тектонофизических исследований на мысе Фиолент.

Рис. 2. Геологические образования мыса Фиолент:

1 – горные породы различного возраста и их номера: 1 – лавы и туфолавы основного состава средней юры, 2 – неогеновые известняками сарматского яруса, 3 – магматические дайки основного и среднего состава; 2 –

разрывное нарушение сбросового типа в юрских породах, деформирующее неогеновые отложения.


186

Исследование деформаций на участке проводилось с использованием классических структурно-геологических методов и специальных тектонофизических исследований. На полевом этапе замерялись элементы залегания разрывных нарушений, даек и жил. Изучались формы проявления разрывов: наличие зон катаклаза, глинки трения, зеркал скольжения, зон вторичных изменений вмещающих горных пород (лимонитизации, кальцитизации, окварцевания, эпидотизации и др.). По смещению крупных геологических границ определялся морфологический тип разрывного нарушения. Исследовались следы скольжения на зеркалах зоны разрывных нарушений и тектонических трещин. Измерялись элементы залегания борозд и штрихов на зеркалах скольжения. По треугольникам выкрашивания, утонению борозд и штрихов определялось направление смещения крыльев разрывных дислокаций. При этом особое внимание уделялось следам скольжения по жильному заполнению разрывов и тектонических трещин, так как по таким следам направление смещения определяется с наибольшей степенью вероятности.

Для реконструкции полей напряжений использовались три компьютерные программы: «Fabric», автор E. Wallbrecher (Австрия); «Geos», автор О.И. Гущенко (Россия); «Win-Tensor», автор D. Delvaux (Нидерланды). Использование трех программ разных авторов обусловлено следующими причинами. Во-первых, две программы («Fabric», «Win-Tensor») широко используются в Западной Европе. Программа «Geos» популярна в России и Украине. Во-вторых, в печати отсутствуют сведения о сопоставлении результатов работы этих программ, что ограничивает возможности кооперации научных исследований ученых разных стран. В-третьих, существуют большие трудности в интерпретации результатов тектонофизических исследований теоретического и технического плана. Получение близких результатов реконструкции полей напряжений и деформаций разными программами повышает достоверность интерпретации тектонофизических данных. Все названные программы основываются на принципе выделения и суммирования секторов сжатия и растяжения, определяемых на стереограммах для каждой подвижки и тектонической трещины. Наложение одноименных секторов на стереограммах при строгой перпендикулярности областей сжатия и растяжения позволяет установить положение проекций осей напряжения. Зарубежные авторы используют технологию, описанную в работе Angilier и Mechler (1977) [5]. При этом программа «Fabric» позволяет определить положение в пространстве и элементы залегания главных нормальных осей поля напряжения, но не позволяет определить вид напряженного состояния массива и разделить поля, действующие в разные этапы развития деформаций. Программа «Win-Tensor» эти задачи решает. Эта программа обладает широким спектром критериев для селекции и выделения однородных полей напряжения по разновозрастным зеркалам скольжения различного кинематического типа. В данной программе используется усовершенствованный метод правой дигетры и метод ротационной оптимизации, которые существенно облегчают задачу интерпретации тектонофизических данных [6]. Кроме того программа «Win-Tensor» позволяет визуально на экране компьютера контролировать процесс обработки и селекции данных, сопоставлять результаты реконструкций с конкретной структурной обстановкой и выбирать оптимальное решение исходя из многочисленных критериев.

В основе программы «Geos» лежит кинематический метод реконструкции полей напряжений, разработанный О.И. Гущенко [7, 8]. Программа позволяет решать многие тектонофизические задачи: разделять поля напряжений различного типа и возраста, определять элементы залегания главных нормальных осей этих полей в пространстве, рассчитывать тип напряженного состояния массива, определять параметры суммарного поля деформаций и строить карты распределения параметров по площади. Но контролировать селекцию и обработку данных непосредственно в процессе работы программы «Geos» невозможно. Выбор оптимального решения определяется минимальным числом несоответствий зеркал и направлений подвижек выбранному полю, а также минимальной дисперсией параметра μσ. Параметр μσ рассчитывается по соотношению главных нормальных осей и характеризует вид напряженного состояния массива.

В результате проведенных исследований на площади развития юрских вулканогенных образований установлены многочисленные дайки основных и средних магматических пород, секущие лавовые потоки базальтов. Реже встречаются дайки кислого состава. Простирание даек чаще всего северо-западное. Мощность колеблется от десятков сантиметров до 1,5м. Падение даек крутое (75-90º). Контакты даек с вмещающими породами часто сорваны и вдоль них наблюдаются тектонические трещины со следами скольжения. Иногда дайки обрезаются пологопадающими плоскостями вдоль границ лавовых потоков. Вулканогенные породы повсеместно разбиты


187

различно ориентированными тектоническими трещинами с зеркалами скольжения. Анализ штрихов и борозд скольжения на зеркалах указывает на наличие взбросовых, сбросовых и сдвиговых перемещений. Часто на одной плоскости можно наблюдать разные кинематические типы перемещений. Все это указывает на многоэтапное формирование разрывных дислокаций участка в юре.

На участке прослеживается крупные разрывные нарушения, которые выражены разлинзованием и дроблением пород, тектоническими швами с глинкой трения, густой трещиноватостью с зеркалами скольжения, вторичными изменениями. Наиболее распространены вторичные изменения – лимонитизация и кальцитизация вдоль разрывов, развиты также эпидотизация и хлоритизация пород.

Наиболее интересной структурой на участке, деформирующей юрские породы, является сброс. Это разрывное нарушение имеет амплитуду смещения крыльев в десятки метров, что хорошо видно по смещению лавовых потоков базальтов различного состава (см. рис. 2). Разрывное нарушение деформирует и выше залегающие известняки неогена, что говорит об его активизации в неоген – четвертичный этап. Анализ деформаций неогеновых известняков вдоль этого разрыва показывает, что активность и его кинематический тип в неогене резко изменился. Наиболее интенсивные дислокации неогеновых отложений отмечаются на их контакте с юрскими базальтами. Здесь видны четкие подвороты под разрывное нарушение прослоев глинистых пород и ракушечника, залегающего в основании неогеновых отложений. В известняках прослеживаются многочисленные зеркала скольжения с бороздами и штрихами, что редко наблюдается в неогеновых известняках. Зеркала прослеживаются выше по разрезу на несколько метров, затем сменяются густой сетью крутопадающих трещин субпараллельных простиранию разрывного нарушения. Ориентировки штрихов и борозд на зеркалах в известняках неогена меняются с удалением от контакта с юрскими породами. У контакта наблюдаются сбросовые, взбросовые и сдвиговые подвижки. Через несколько метров выше по разрезу отмечаются только субгоризонтальные сдвиговые подвижки. Очевидно, в начале неогенового этапа разлом продолжал развиваться как сброс. На это указывает видимое небольшое смещение сбросового типа подошвы неогена по разрыву (рис. 3). Возможно, на этом этапе были и небольшие взбросовые подвижки. Позже развитие разрывного нарушения проходило по сдвиговому типу, на что указывают субгоризонтальные борозды и штрихи на зеркалах скольжения выше по разрезу. Эти деформации захватили и нижележащие юрские отложения, что свидетельствует о высокой интенсивности горизонтальных движений в неогене.

Рис. 3. Проявление деформаций неогеновых отложений в зоне тектонического сброса северо-западного простирания


188

По результатам обработки программой «Win-Tensor» зеркал скольжения, измеренных в юрских и неогеновых отложениях, построены стереограммы полей палеонапряжений (на верхнюю полусферу). В целом обработано около 50 зеркал скольжения с четко определенными направлениями подвижек. Наблюдения сгруппированы по четырем точкам наблюдения. Три точки наблюдения располагались в юрских базальтах по линии, пересекающей выше описанный сброс в северо-восточном направлении. Крайняя юго-западная точка располагалась на расстоянии 20м о шовной зоны разрывного нарушения. Центральная точка была выбрана непосредственно в зоне разрыва, а крайняя северо-восточная точка располагалась также на удалении 20м от него.

Четвертая точка была выбрана в неогеновых отложениях строго над центральной точкой, характеризующей юрские породы. Такое расположение точек позволяло выстроить возрастной ряд полей палеонапряжений и оценить их изменения в одновозрастных породах по латерали.

Стереограммы полученных полей палеонапряжений и их пространственное распределение показано на рис. 4.

Рис. 4. Стереограммы полей напряжений в окрестностях активного сброса, деформирующего юрские вулканогенные образования и неогеновые отложения (программа «Win-Tensor»):

а) сбросовое поле палеонапряжений юрского возраста; б) взбросовое поле палеонапряжений неогенового возраста; с) самое молодое сдвиговое поле неоген-четвертичного возраста.

1 – базальтовые лавы средней юры; 2 – разрывное нарушение; 3 – направление падения и угол падения разрывного нарушения; 4 – активная ось сжатия (σ1); 5 – активная ось растяжения (σ3); 6 – главные нормальные оси полей палеонапряжений: а) сжатия (σ1), б) растяжения (σ3), с) средняя ось (σ2).

Как видно из рисунка 3 вблизи сброса установлено три типа полей: сбросовый, взбросовый

и сдвиговый. Сбросовое поле наблюдается только в юрских породах, что позволяет считать это поле наиболее древним (рис. 3а). Древний возраст подтверждается и небольшим количеством


189

зеркал, сохранившим подвижки сбросового типа. В неогене это поле не проявило себя, или затушевано более молодыми подвижками взбросового и сдвигового типа. Ось растяжения в данном поле в зоне разрыва располагается под углом близким к 90º к простиранию разрыва. Именно в этом поле в юре формировался сброс с амплитудой перемещения крыльев в десятки метров. С удалением от разрыва к северо-востоку меняется положение осей, а на крайнем юго-западе это поле не зафиксировано (см. рис. 3а).

Взбросовое поле напряжений установлено как в юрских, так и неогеновых породах. При этом взбросовые поля центральной точки наблюдениий юрских образований и расположенной выше точки наблюдений неогеновых пород полностью идентичны (рис. 3б). Взбросовое поле зафиксировано и к юго-западу от разрыва, но положение в пространстве осей напряжения этого поля иное. Формирование взбросового поля можно отнести к началу неогенового периода, так как выше по разрезу подвижки взбросового типа не наблюдаются.

Сдвиговое поле наиболее ярко проявлено как по латерали, так и в разрезе. Зеркала со следами субгоризонтальных подвижек развиты в большом количестве в юрских и неогеновых породах. При этом сдвиговое поле в зоне разлома на уровне юрских пород идентично сдвиговому полю, установленному в выше расположенных неогеновых отложениях (рис.3с). Эти данные позволяют отнести сдвиговое поле к наиболее молодому по возрасту. По латерали в базальтах юры с удалением от разрыва положение осей в пространстве изменяется как к юго-западу, так и к северо- востоку.

По результатам анализа изменений положения осей напряжений по латерали в одновозрастных породах можно сделать вывод, что на границах тектонических блоков представленных крупными тектоническими разрывами эти изменения наиболее резкие. Такие же явления характерны и для других регионов и хорошо описаны разными авторами.

Детальные характеристики параметров установленных полей палеонапряжений представлены в таблице 1. Кроме результатов реконструкции полей напряжений программой «Win-Tensor» в таблице приведены данные обработки зеркал скольжения программами «Fabric» и «Geos» по всем четырем точкам наблюдения. Сопоставление результатов обработки зеркал скольжения разными программами позволяет говорить о достоверности результатов интерпретации тектонофизических данных. Поля напряжений установленные разными программами по сумме зеркал в каждой точке подобны как по ориентации осей, так и по типу поля напряжения. Наибольшее совпадение отмечается между результатами обработки данных программами «Win-Tensor» и «Fabric». Данные расчета полей суммарных деформаций программой «Geos» в большинстве случаев хорошо согласуются с результатами обработки этих же данных программой «Win-Tensor» (см. табл.1).

Исследование деформаций горных пород мыса Фиолент и реконструкции полей палеонапряжений позволяют сделать ряд важных выводов. Установлено, что наибольшие деформации испытывали горные породы в средней юре, когда активно проявляла себя вулканическая деятельность. В этот период преобладали вертикальные тектонические движения. Для данного участка исследований установлено сбросовое поле палеонапряжений и развиты дайки и разрывные нарушения преимущественно северо-западного простирания. Характерны максимальные амплитуды перемещений крыльев разрывных нарушений. В начале неогена формировались деформации во взбросовом поле, но тектоническая активность была слабая. В неогене ярко проявили себя горизонтальные тектонические движения. Разрывные нарушения, заложенные в юре, в неогеновый период развивались как сдвиги. Особенно это характерно для разломов северо-западного простирания. Сбросовое поле напряжений в юрских вулканитах и признаки активности разрывных дислокаций северо-западного простирания в неогене отмечают и на других участках мыса Фиолент (А. Муровская, Р.Щербаков, 2011) [9].

Исследование изменений полей напряжений в одновозрастных породах по латерали показали необходимость учета при тектонофизических исследованиях блокового строения массива. Это особенно важно при реконструкции регионального поля напряжений по данным локальных исследований.

Сопоставление результатов работы разных программ показало, что использование нескольких программ существенно облегчает процесс интерпретации и повышает достоверность получаемых тектонофизических данных. Дальнейшие исследования по оценки качества работы разных программ обработки тектонофизических данных следует проводить с использованием эталонных выборок, отражающих типовые сбросовые, взбросовые и сдвиговые поля.


190

Табл. 1. Параметры полей напряжений различного возраста в окрестностях разрывного нарушения сбросового типа по данным реконструкций полей палеонапряжений различными программами.

Азимут падения/угол падения осей напряжений

(деформаций) п/п

точки наблюдения, поле

Прог-рамма, число зеркал сколь-жения

σ1

(S1) σ2

σ3

(S3)

Активная ось

Тип поля напряже-

ний

Структурная позиция,

деформированныепороды

1 2 3 4 5 6 7 8 9

1 557а Fabric, 14 137/7 196/71 222/14 сдвиговый

Зона сброса, базальты юры

2 557а Geos (дефор-мации),

14

331/8 234/40 взбросо-сдвиговый


3 557а

Win-Tensor,

14 142/1 237/78 52/12 сдвиговый


4 557а, Поле 1

Win-Tensor,

6

301/68

94/20 187/9 σ3 сбросовый


5 557а, Поле 2

Win-Tensor,

7 346/20 85/22 218/59 σ1 взбросовый


6 557а, Поле 3

Win-Tensor,

12 126/10 15/64 220/24 σ1, σ3 сдвиговый


7 557б Fabric, 11 138/10 182/71 222/11 сдвиговый

Зона сброса, известняки неогена

8 557б Geos (дефор-мации),

11

146/6 238/16 сдвиговый Зона сброса, известняки неогена

9 557б Win-Tensor,

11 330/5 66/53 236/37

взбросо-сдвиговый

Зона сброса, известняки неогена

10 557б, Поле 1

Win-Tensor,

5 355/25 91/13 206/61 σ1 взбросовый

Зона сброса известняки неогена

11 557б, Поле 2

Win-Tensor,

5 144/15 349/74 236/7 σ1, σ3 сдвиговый

Зона сброса известняки неогена

12 559 Fabric, 17 25/10 54/84 118/0 сдвиговый

20м на юго-запад от разлома,

базальты юры

13 559 Geos, дефор-мации,

17

25/16 119/14 сдвиговый 20м на юго-запад

от разлома, базальты юры

14 559 Win-Tensor,

17 20/9 229/80 111/5 сдвиговый


базальты юры 15 559,

Поле 1 Win-

Tensor, 5

208/14 113/19 331/66 σ1 взбросовый 20м на юго-запад

от разлома, базальты юры


191

Продолжение табл.

1 2 3 4 5 6 7 8 9

16 559, Поле 2

Win-Tensor,

11 13/29 243/49 119/26 σ1 сдвиговый


базальты юры 17 559а Fabric,

11 242/24 217/61 161/12 сдвиговый

20м на северо-восток от

разлома, базальты юры

18 559а Geos, дефор-мации,

11

239/0 149/32 взбросо-сдвиговый



19 559а Win-Tensor,

11 249/27 12/47 141/31

взбросо-сдвиговый



20 559а, Поле 1

Win-Tensor,

6 359/63 214/23 118/14 σ3 сбросовый



21 559а, Поле 2

Win-Tensor,

5 249/15 27/70 156/13 σ1, σ3 сдвиговый



Примечание: σ1 – ось сжатия, σ2 – средняя ось, σ3 – ось растяжения


1. Борисенко, Л. С. Геодинамика Крымско-Черноморского региона как следствие многоуровневого тектогенеза / Л. С. Борисенко, Л. Г. Плахотный // Геодинамика Крымско-Черноморского региона: Сб. материалов конф. – Симферополь, 1997. – С. 54–64.

2. Геологическая карта Горного Крыма масштаба 1:200 000 А. М. / С. В. Пивоваров; под редакцией Деренюка Н. Е. – Симферополь, 1984.

3. Юдин, В. В. Гераклейская антиклиналь юго-западного Крыма / В. В. Юдин // Геодинамика и нефтегазоносные структуры Черноморско-Каспийского региона. – Симферополь, 2002. – С. 212–213.

4. Казанцев, Ю. В. Тектоника Крыма / Ю. В. Казанцев. – М.: Наука, 1982. – 112 с. 5. Angelier J. Sur une méthode graphique de recherche des contraintes principales également utilisable en

tectonique et en séismologie: la méthode des dièdres droits / J. Angelier, P. Mechler // Bull. Soc. Géol. France, 1977. –19:1309-1318.

6. Delvaux, D. New aspects of tectonic stress inversion with reference to the TeNSOR program / D. Delvaux, B. Sperner // Geological Society, London, Special Publications. – 2003. – 212. – P. 75–100.

7. Гущенко О.И. Кинематический принцип реконструкции направлений главных напряжений / О.И. Гущенко // Докл. АН СССР. – 1975. – Т. 225, 3. – С. 557–560.

8. Тектонический стрес-мониторинг и поля напряжений Причерноморского региона / О.И. Гущенко, Н.Ю. Гущенко, А.О. Мострюков [и др.] // Наук. праці ДонНТУ. Сер. гірничо-геологічна. – 2001. – Вип. 32. – С. 104–117.

9. Муровская А.В. Структурно-кинематические парагенезисы и деформационные режимы Гераклейского блока юго-западного Крыма / А.В. Муровская, Р.Н. Щербаков // Наукові праці ДонНТУ. Серія гірничо-геологічна. – 2011. – Вип. (13)178. – С.122– 128.

Поступила в редакцію 22.12.11.


192

В.І. Альохін

Донецький національний технічний університет, Донецьк, Україна

Деформації гірських порід і результати реконструкцій полів палеонапруг мису Фіолент (південно-західний Крим) за новими тектонофізичними даними

Показані результати структурно-геологічних і тектонофізичних досліджень на ділянці західного обмеження мису Фіолент. Встановлені численні крутопадаючі дайки і жили північно-західного простягання, які січуть вулканогенні утворення середньої юри. Досліджені розривні тектонічні порушення, що деформують юрські вулканогенні породи і вапняки неогену. У юрських і неогенових дислокованих утвореннях проведені реконструкції полів напруги і деформацій, встановлені їх параметри, а також особливості їх просторового розподілу. Досліджені умови формування розривних дислокацій на різних етапах їх розвитку.

Ключові слова: деформації, напруги, дайки, жили, розривні дислокації, базальти, вапняки.

V. I. Alyohin


Deformations of rocks and results of reconstructions of the fields of paleostress of Fiolent cape(south-west Crimea) on new tektonophisical data

Results of structural-geological and tektonophisical researches on the area of western limitation of Fiolent cape are presented. The numerous steeply dipping dikes and veins of the north-western extending, secant volcanic formations of middle jurassic are set. Disjunctive dislocations, which deform jurassic volcanic rocks and limestones of Neogene, are investigatеd. The reconstructions of the fields of tensions and deformations in the jurassic and neogene strained rocks have been executed, their parameters, and also features of their spatial distributing, are set. The conditions of forming of rupture dislocations on the different stages of their development are investigatеd

Keywords: deformations, tensions, dikes, veins, rupture dislocations , basalts, limestones.


193

УДК 504.05/064+550.424.6 (477.83)

В. В. Карабин1, А. С. Войціховська2, В. Д. Погребенник2 1 Львівський державний університет безпеки життєдіяльності, Львів, Україна

2 Національний університет «Львівська політехніка», Львів, Україна

Форми знаходження міді у ґрунтах в зоні техногенезу сміттєзвалищ

У статті здійснено аналіз закономірностей поширення різних форм міді у ґрунтах в зоні техногенезу сміттєзвалищ Львова, Трускавця, Борислава та Дрогобича. Усі об’єкти адміністративно знаходяться у Львівській області України. Встановлено, що в ґрунтах Львівського сміттєзвалища купрум (валова форма) присутній у кількості від 3,04 до 124,05 мг/кг за середнього значення 7,2 мг/кг. Концентрація рухомих форм міді в усіх досліджених зразках ґрунтів не перевищує ГДК, а середній вміст близький до фонових значень. Найвищою концентрацією купруму в ацетатно-амонійній витяжці характеризуються ґрунти Львівського та Дрогобицького сміттєзвалищ, причиною цього є природні особливості ґрунтів. Найбільший коефіцієнт концентрації рухомих форм міді зафіксовано у ґрунтах у зоні впливу Трускавецького сміттєзвалища.

Ключові слова: мідь, форми знаходження міді, сміттєзвалище, грунт, гранично допустима концентрація, техногенний вплив, Львів, Трускавець, Борислав, Дрогобич.

У населених пунктах України щороку накопичується близько 35 млн м3 твердих побутових відходів, які захоронюють на 770 полігонах загальною площею майже 3 тис. гектарів. У загальному обсязі побутових відходів міститься: 10,3 – 26,4 відсотка паперу, 20 – 40 % – харчових відходів, 0,75 – 3,7 % – деревини, 0,2 – 8 % – текстилю, 1 – 5,8 % – металів, 1,1 – 9 % – скла, 0,6 – 6 % – полімерних відходів та інших речовин [1]. Окрім цих складників, на комунальних сміттєзвалищах України розміщують небезпечні відходи III класу у кількості понад 890 тис. т в рік. Всього відходів III класу небезпеки у звалищах захоронено понад 18 млн т [2].

Внаслідок розміщення твердих промислово-побутових відходів на сміттєзвалищах значні площі земель, часто родючих, відчужуються і виключаються з активного господарського використання. При розміщенні відходів негативний вплив на природне середовище полягає у порушенні ландшафтів, забрудненні ґрунтів, повітряного басейну, поверхневих і підземних вод, що призводить до деградації природних екосистем, зміни умов проживання й стану здоров’я людей. Особливо небезпечне забруднення вод та ґрунтів важкими металами у формах доступних для поглинання рослинами. Одним з таких металів є мідь, яка широко використовується промисловістю і, відповідно, в значній кількості присутня на сміттєзвалищах.

Метою роботи є аналіз закономірностей поширення різних форм міді у ґрунтах в зоні техногенезу сміттєзвалищ.

Об’єктом досліджень є ґрунти в зоні впливу сміттєзвалищ Львова, Трускавця, Борислава та Дрогобича, які адміністративно знаходяться в Львівській області України.

Львівський полігон твердих побутових відходів знаходиться в 3 км на північ від меж міста. Сумарна його площа становить 33,6 га, об’єм – понад 10 млн. тонн. До 1990 року на полігоні складувалися не лише побутові, але й токсичні промислові відходи. Їх кількість за орієнтовними оцінками сягає 2 млн. тонн. З 1990 р. на полігон вивозяться лише промислові відходи 3 та 4 класів небезпеки.

Навколо сміттєзвалища влаштовано обвідну дренажну канаву, яка збирає і транспортує дренажні й дощові води до двох ґрунтових збірників фільтрату сумарним об’ємом приблизно

5000 м3

, облаштованих біля його південно–східного підніжжя. На території сміттєзвалища розташовано 3 накопичувачі загальною площею близько 6 га, які містять понад 200 тис. тонн кислих гудронів.

Львівський полігон твердих побутових відходів розташований у складних геоморфологічних, геологічних та гідрогеологічних умовах. Ділянка розміщення полігону приурочена до зони зчленування горбистої височини Розточчя та Малехівського лесового пасма Малого Полісся. У межах цієї території поширені сірі опідзолені, меншою мірою ясно – сірі лісові ґрунти на Малехівському лесовому пасмі й Розточчі та лучні, лучно-болотні, торфувато-болотні


194

ґрунти в долинах річок і потоків. За механічним складом вони супіщані, крупнопилувато-легкосуглинкові, піщано-середньосуглинкові. Практично усі вони характеризуються кислою реакцією середовища, що сприяє формуванню рухомих форм багатьох важких металів і їх засвоєнню рослинами.

Територія Дрогобицького, Трускавецького, Бориславського сміттєзвалищ знаходяться в Бориславсько-Покутський зоні Передкарпатського прогину і характеризується значною строкатістю геологічної будови, наявністю багатьох диз’юнктивних порушень, складними геодинамічними і гідрогеологічними умовами, широким розвитком небезпечних екзогенних процесів тощо. На ділянках досліджень домінують дерново-середньо і сильнопідзолисті поверхнево-оглеєні ґрунти на суглинках терас Передкарпаття. Особливістю цих ґрунтів є оглеєність їхнього профілю внаслідок поверхневого перезволоження, низький ступінь насиченості основами, висока кислотність, дуже низький вміст рухомих фосфатів, незадовільний азотний режим і значна концентрація рухомого алюмінію [3].

Площа Дрогобицького сміттєзвалища складає 4,9 га, об’єм відходів – близько 468 тис. тонн, щорічний ліміт надходження відходів – 32 тис. тонн. Бориславське сміттєзвалище займає площу 3 га та об’єм твердих побутових відходів – 427 тис. тонн з лімітом 31 тис. тонн щорічного розміщення відходів. Сміттєзвалище м. Трускавця не функціонує, оскільки Державна екологічна інспекція в Львівській області в 2009 році ухвалила рішення про його зупинення. Площа об’єкта становить 2,7 га, об’єм – 414 тис. тонн.

Методика досліджень. Відбір проб ґрунту проводився згідно ГОСТ 17.4.4.02–84 в 5–15 м. від меж сміттєзвалищ. Відібрано точкові та об’єднані проби.

Визначення рухомих, кислорозчинних та нерозчинних форм важких металів виконано [4] з допомогою методу атомної абсорбції з використанням спектрофотометра С–115–М1. Кислоторозчинні форми важких металів визначали у витяжці з 1М розчином HNO3, рухомі форми – з ацетатно–амонійним буферним розчином з рН 4,8, нерозчинні форми – з 50 % HNO3 та концентрованим Н2О2 (аналітик А. С. Войціховська).

Закономірності розподілу купруму в природному середовищі. За даними А. П. Виноградова кларк купруму в осадових породах рівний 57 мг/кг. К. Таркян і К. Ведеполь наводять дещо інші дані, за якими середній вміст купруму в глинах 45 мг/кг, а у карбонатних породах і пісковиках – на порядок менше – 4 мг/кг. За даними А.П. Виноградова і Д.П. Малюги в ґрунтах цього елемента менше ніж в осадових породах, і його середній вміст складає 20 мг/кг [5].

Загалом, вміст купруму в ґрунтах залежить від кількості гумусу, глини [6], ступеня їхньої опідзоленості і вилуговування [7]. Вміст міді в гумусовому шарі ґрунтів Західноукраїнської лісостепової провінції на відносно незабруднених територіях коливається в межах від 120 до 180 мг/кг за середнього значення 145 мг/кг [8]. Найнижчий вміст купруму зафіксовано в темно-сірих опідзолених легкосуглинкових ґрунтах, найвищий – у ясно-сірих середньосуглинкових. Вміст цього елементу в торфовищах та болотних ґрунтах в середньому становить 48 мг/кг. Таким чином, вміст міді в ґрунтах Західноукраїнської лісостепової провінції дуже високий в порівнянні з ґрунтами інших природних зон України. Зокрема, концентрація міді в ґрунтах Українського Полісся коливається від 12 до 18 мг/кг, а сірі лісові ґрунти природних ландшафтів поблизу м. Ірпінь містять лише 4,0 мг/кг міді.

У зоні гіпергенезу цей метал переважно знаходиться в сульфідах і оксиді (куприт) в одновалентному стані. Всі солі одновалентного купруму є сильними відновниками і важко розчинні у воді. Однак за присутності вологи та сірчаного ангідриту (SO2) мідь окиснюється і покривається зеленовато-сірою плівкою сірчанокислої солі, яка вступає в реакцію з хлором утворюючи CuCl2. У розчинах хлоридів калію та натрію, а також в аміаку купрум утворює комплексні сполуки типу Cu(NH3)2Cl, які здатні поглинати оксиди карбону, утворюючи комплексну сполуку CuCl [9].

Гідрокид-, сульфід міді (ІІ) є нерозчинні у воді, тобто перебувають в недоступних для рослин формах. Нітрат-, сульфат-, ацетат-, фтори-, хлорид-, бромід Сu (ІІ) розчинні солі, які здатні мігрувати в навколишнє природне середовище.

Рухливість міді прямо залежить від вмісту гумусу, фізичної глини, обмінного кальцію [7] і становить від 4,5 до 8,5 % її валового вмісту [6]. Фонова концентрація рухомих форм міді в гумусовому шарі ґрунтів Західноукраїнської лісостепової провінції за даними [8] коливається від 1,7 до 2,8 мг/кг за середнього значення 2,1 мг/кг. Вміст рухомих форм цього металу в гумусовому шарі чорнозему (2,8 мг/кг) в півтора рази перевищує його вміст в опідзолених (1,8 мг/кг) та ясно-сірих ґрунтах (1,7 мг/кг). У торфовищах та болотних ґрунтах концентрація рухомих форм купруму становить 2,2 мг/кг.


195

Фонова концентрація рухомих форм міді в ґрунтах у районі Львівського сміттєзвалища – 1,39 мг/кг, Дрогобицького – 1,1 мг/кг, Бориславського – 0,35 мг/кг, Трускавецького – 0,62 мг/кг.

Біофільність купруму. В живій речовині кларк міді становить 2 мг/кг [5]. М’язова тканина людини містить 1·10–3% купруму, кісткова тканина – (1–26)·10–4 %, у крові є 1,01 мг/л цього металу. Всього організм людини містить в середньому 72 мг міді.

Купрум не концентрується більшістю живих організмів, але присутній в значній кількості біохімічних і фізіологічних процесів, пов’язаних з синтезом білків, вуглеводневим обміном, фотосинтезом тощо. Важлива роль міді – участь у ферментативному каталізі. Цей метал слугує активатором низки реакцій і входить до складу каталізаторів реакцій біологічного окиснення.

Гранично допустима концентрація (ГДК) рухомих форм купруму в ґрунтах – 3,0 мг/кг, орієнтовно допустима концентрація (ОДК) валового вмісту міді в ґрунтах – 55,0 мг/кг [10]. Забруднення валовими формами міді в Російській Федерації рекомендовано оцінювати відносно орієнтовно допустимих концентрацій, які прийняті для різних типів ґрунтів, і коливаються від 33 мг/кг до 132 мг/кг [11].

Токсичність металів загалом та купруму зокрема суттєво залежить від сполук в яких метал присутній. Зокрема, доведено, що присутність гумінових кислот у природних водах забруднених іонами Cu 2+ , призводить до суттєвого зниження токсичності міді (II) у зв’язку з утворенням комплексних сполук міді з гуміновими кислотами [12]. Але низькою токсичністю характеризуються лише великі за розміром і заряджені комплексні сполуки. Гідроксокомплекси міді, наприклад Cu(OH)2

0, характеризується високою токсичністю внаслідок здатності легко проникати через мембрану клітин живих організмів унаслідок невеликого розміру і відсутності заряду [13]. За даними [14] купрум у поверхневих водах Дніпра, Дністра і Дунаю знаходиться переважно в лабільних (включаючи вільні гідратовані іони) формах, відсоток яких коливається від 75 до 83 %, відповідно 17–25 % припадає на комплексні сполуки. Серед останніх домінують аніонні комплекси (55–75%).

Технофільність купруму (відношення маси щорічного видобутку елемента до його кларку в літосфері) оцінюють в 108 [15]. Мідь входить до сплавів з оловом (бронза), цинком (латунь), нікелем (мельхіор) та широко використовується в електортехніці і транспорті. Природно, що цей метал буде в значних кількостях присутній у місцях складування твердих відходів.

Мінливість вмісту купуруму в ґрунтах ділянок досліджень. У ґрунтах Львівського сміттєзвалища купрум присутній в кількостях від 3,04 мг/кг до 124,05 мг/кг. Максимальні вмісти купруму зафіксовані поблизу гудронових озер. У ґрунтах прилеглих до сміттєзвалища сіл (Дубляни, Грибовичі, Малехів, Збиранка), за даними Львівського обласного державного проектно-технологічного центру охорони родючості ґрунтів і якості продукції, вміст купруму варіює від 4,8 мг/кг до 8,15 мг/кг, за середнього значення 7,2 мг/кг.

У ґрунтах поблизу сміттєзвалищ Дрогобича, Трускавця і Борислава купрум присутній у дещо меншій кількості (табл. 1).

Таблиця 1. Мінливість валового вмісту купруму в ґрунтах в зоні техногенного впливу сміттєзвалищ

Вміст Cu у грунтах, мг/кг Об’єкт середнє min. mах. дисперсія

Львівське сміттєзвалище 14,7 3,04 124,05 630,6 поблизу озер гудронів ** 54,4 8,85 124,05 3753,4

поблизу спостережних свердловин* 8,21 3,04 9,95 8,47 Села прилеглі до Львівського сміттєзвалища** 7,2 4,8 13,5 5,59

Збиранка** 7,6 7,0 8,15 Малехів** 7,3 7,0 7,6 Грибовичі** 7,4 4,8 13,5 Дубляни** 7,5 7,3 7,7

Бориславське сміттєзвалище* 3,1 Дрогобицьке сміттєзвалище* 6,6 4,8 8,4 Трускавецьке сміттєзвалище* 5,2 3,3 7,2

Примітка: * – дані Державного управління охорони навколишнього природного середовища в Львівській області (аналітик А.С. Войціховська); ** – дані Львівського обласного державного проектно–технологічного центру охорони родючості ґрунтів і якості продукції, с. Оборошино.

Концентрація купруму в азотнокислотній, ацетатно-амонійній та водній витяжках пререважно закономірно зменшується відповідно до дії розчинника (табл. 2).


196

Таблиця 2. Мінливість вмісту різних форм купруму в ґрунтах в зоні техногенного впливу сміттєзвалищ

Вміст Cu у витяжці з ґрунтів*, мг/кг Об’єкт (сміттєзвалище) азотнокислій ацетат–амонійній водній

мін. – макс. Середнє мін. – макс. Середнє мін. – макс. середнє Львівське 2,96–5,21 4,43 0,46–1,62 1,16 0,19–0,47 0,34

Бориславське 2,15 0,28 0,09 Дрогобицьке 5,14–5,81 5,48 0,77–1,57 1,17 0,35–0,41 0,38 Трускавецьке 2,82–4,03 3,43 0,56–1,18 0,87 0,21–0,27 0,24

Примітка: * – дані Державного управління охорони навколишнього природного середовища в Львівській області (аналітик А. С. Войціховська).

Найвищими концентраціями усіх форм міграції купруму характеризуються ґрунти в зоні

впливу Львівського сміттєзвалища (рис. 1).

Рис. 1. Мінливість вмісту різних форм купруму у грунтах в зоні техногенезу сміттєзвалищ, мг/кг (сміттєзвалища: 1 – Бориславське, 2 – Трускавецьке, 3 – Дрогобицьке, 4 – Львівське).

В усіх досліджених зразках ґрунтів концентрація рухомих форм міді не перевищувала

ГДК, але в низці зразків ґрунту у зоні впливу Львівського, Дрогобицького та Трускавецького сміттєзвалищ перевищувала фонові значення. Середній вміст рухомих форм міді на ділянках техногенного впливу сміттєзвалищ близький до фонових значень. Найвищою концентрацією купруму в ацетатно-амонійній витяжці характеризуються ґрунти Львівського та Дрогобицького сміттєзвалищ. Причиною цього є природні особливості ґрунтів, що підтверджують високий вміст рухомих форм міді на незабруднених ділянках. Найбільший коефіцієнт концентрації рухомих форм купруму зафіксовано в ґрунтах у зоні впливу Трускавецького сміттєзвалища – 1,4. Коефіцієнт концентрації міді у ацетатно–амонійній витяжці ґрунтів у зоні впливу Львівського сміттєзвалища становить 0,8, тобто вміст металу на ділянках техногенного впливу є меншим, ніж на незабруднених ділянках.

Таким чином, ґрунти у зоні техногенезу сміттєзвалищ Львова, Борислава і Дрогобича, за нашими даними, перебувають в задовільному стані щодо вмісту валових та рухомих форм міді. Стосовно ґрунтів поблизу Трускавецького сміттєзвалища, то занепокоєння спричинює підвищена концентрація рухомих форм купруму відносно її фонових значень. На цій ділянці доцільно продовжити та деталізувати моніторингові дослідження.


197

Висновки

1. Вміст валових форм міді в гумусовому шарі ґрунтів фонових ділянок Західноукраїнської лісостепової провінції коливається від 120 до 180 мг/кг за середнього значення 145 мг/кг. Фонова концентрація рухомих форм міді у ґрунтах в районі Львівського сміттєзвалища становить 1,39 мг/кг, Дрогобицького – 1,1 мг/кг, Бориславського – 0,35 мг/кг, Трускавецького – 0,62 мг/кг.

2. У ґрунтах Львівського сміттєзвалища купрум присутній в кількості від 3,04 до 124,05 мг/кг за середнього значення 7,2 мг/кг.

3. В усіх досліджених зразках ґрунтів концентрація рухомих форм міді не перевищує ГДК, але в низці зразків ґрунту у зоні впливу Львівського, Дрогобицького та Трускавецького сміттєзвалищ перевищувала фонові значення. Середній вміст рухомих форм міді на ділянках техногенного впливу сміттєзвалищ близький до фонових значень. Найвищою концентрацією купруму в ацетатно-амонійній витяжці характеризуються ґрунти Львівського та Дрогобицького сміттєзвалищ, що пояснюється природними особливостями ґрунтів. Найбільший коефіцієнт концентрації рухомих форм міді зафіксовано в ґрунтах в зоні впливу Трускавецького сміттєзвалища.


1. Постанова КМУ “Про затвердження Програми поводження з твердими побутовими відходами” від 4 березня 2004 р. – 265.

2. Статистичний щорічник України за 2009 рік ; ред. О. Г. Осауленка. – К. : Державний комітет статистики України, 2010. – С. 566 // режим доступу: www.ukrstat.gov.ua

3. Природа Львiвської областi ; ред. Геренчука К. I. – Львів: Видавництво Львiвського унiверситету, 1972. – 150 с.

4. Определение содержания тяжелых металлов в пробах почвы. Сборник "Методические указания по определению тяжелых металлов в почвах сельхозугодий и продукции растениеводства." (издание 2-е, перераб. и доп.). – М., 1992. – 238 с.

5. Краткий справочник по геохимии ; ред. Войткевич Г. В., Мирошников А. Е., Поваренных А. С., Прохоров В. Г. – М. : Недра, 1970. – 280 c.

6. Воробьева А.К. Распространение меди в почвах Левобережной лесостепи УССР : Автореф. дис. канд. с.-х. наук Укр. н.-и. ин-т почвоведения и агрохимии им. А. Н. Соколовского. – Харьков, 1967. – 26 с.

7. Геохимические особенности и плодородие почв УССР: Сб. статей. – К. : Урожай, 1969. – 200 с. 8. Жовинский Э. Я., Кураева И. В. Геохимия тяжелых металлов в почвах Украины. – К. : Наукова думка,

2002. – 213 с. 9. Лукашев К. И. Геохимическое поведение элементов в гипергенном цикле миграции. – Минск : Наука и

техника, 1964. – 463 c. 10. Предельно допустимые концентрации химических веществ в почве (ПДК), утв. МЗ СССР от 01.02.85. –

3210–85. 11. Гигиенические нормативы ГН 2.1.7.020–94 "Ориентировочно допустимые концентрации (ОДК) тяжелых

металлов и мышьяка в почвах" (Дополнение N 1 к перечню ПДК и ОДК N 6229–91) (утв. постановлением Госкомсанэпиднадзора РФ от 27 декабря 1994 г. N 13)

12. Линник П. Н., Щербань Э. П. Оценка токсичности форм меди в природных водах методом биотестирования в сочетании с хемилюминесцентным определением концентрации свободных ионов Cu 2+ // Экол. химия. – 1999. – Т. 8. – 3. – С. 168–176.

13. Wagemann R., Barica J. Speciation and rate of loss copper from lake water with implications to toxicity. Water Res. – Vol. 13.. – 6. – P. 515–523.

14. Сосуществующие формы тяжелых металов в поверхностных водах Украины и роль органических веществ в их миграции. Линник П. Н., Васильчук Т. А., Линник Р. П. и др. // Методы и объекты химического анализа. – 2007. – T. 2. – 2. – C. 130–145.

15. Глазовская М.А. Геохимия природных и техногенных ландшафтов СССР. – М. : Высш. шк., 1988. – 328 с.



198

В. В. Карабын1, А. С. Войциховская2, В. Д. Погребеннык2 1 Львовский государственный університет безопастности жизнедеятельности, Львов, Украина 2 Национальный университет “Львовская политехника” , Львов, Украина

Формы нахождения меди в грунтах в зоне техногенеза свалок отходов коммунальних предприятий

В статье осуществлен анализ закономерностей распространения различных форм меди в почвах в зоне техногенеза полигонов захоронения коммунальных отходов Львова, Трускавца, Борислава и Дрогобыча. Все объекты административно находятся в Львовской области Украины. Установлено, что в почвах Львовской свалки купрум (валовая форма) присутствует в количествах от 3,04 до 124,05 мг/кг при среднем значении 7,2 мг/кг. Концентрация подвижных форм меди во всех исследованных образцах почв не превышает ПДК, а среднее содержание близко к фоновым значениям. Наивысшей концентрацией купрума в ацетатно-аммонийной вытяжке характеризуются почвы Львовского и Дрогобычского полигонов захоронения коммунальных отходов, причиной чего есть естественные особенности почв. Наибольший коэффициент концентрации подвижных форм меди зафиксирован в почвах в зоне влияния Трускавецкой свалки отходов коммунальных предприятий.

Ключевые слова: медь, формы нахождения меди, грунт, гранично допустимая концентрация, техногенное влияние, Львов, Трускавец, Борислав, Дрогобич.

V. V. Karabyn1, A. S. Voitsikhovska2, V. D. Pohrebennyk2 1 Lviv State University of Vital Activity Safety , Lviv, Ukraine 2 Lviv Polytechnic National University , Lviv , Ukraine

The forms of copper bedding in dump soils of the man-caused area

This article gives us the analysis of various copper forms expansion in dump soils of the man-caused area in Lviv , Truskavets, Boryslav and Drohobych. All objects are located in Lviv region of Ukraine. It has been established that there is copper in the quantity from 3,04 to 124,05 mg/kg at its average value 7,2 mg/kg in Lviv dump soils . In all soil researched samples the concentration of copper movable forms doesn’t exceed MPC. An average content of copper movable forms in dump soils of the man-caused area is close to its background parameter. The highest copper concentration in acetate-ammonium extract has been found in the soils of Lviv and Drohobych dumps, through natural peculiarities of their soils. The highest concentration coefficient of the movable copper forms has been found in Truskavets dump soils.

Keywords: copper, copper forms of occurrence, soil, maximum permissible concentration, the influence of man-made, Lviv, Truskavets, Borislav, Drohobycz.


199

Зміст

Н. Н. Грищенков Обоснование поэтапного применения мер защиты линейных инженерных коммуникаций на подрабатываемых участках ...........................................................................3

Т. М. Сокур Литологические и геохимические особенности аргиллитов верхнего венда и нижнего кембрия юго-западной окраины Восточно-Европейской платформы....................12

А. А. Кожевников, А. К. Судаков, Е. Е. Лысенко, А. Ю. Дреус Определение временных параметров процесса замораживания криогенно-гравийного фильтра.....................................................................................................................20

А. П. Стегнієнко, О. В. Ігнатов Про підвищення динамічної стійкості режимів ступінчатих схем ерліфтів..........................23

А. Н. Давиденко, П. П. Полищук Физические основы процесса электрохимической обработки промывочных жидкостей постоянным электрическим током .........................................................................28

А. О. Бобко Техногенні донні осадки як компонент сучасного геологічного середовища ......................32

А. А. Яковлев, М. В. Турицына Оценка перспективности применения газожидкостных смесей на месторождениях с аномально низкими пластовыми давлениями........................................................................37

А. А. Игнатов, С. С. Вяткин Некоторые технико-технологические решения вопросов бурения направленных скважин.........................................................................................................................................42

А. А. Игнатов Пути определения количественных зависимостей процесса транспортировки продуктов разрушения ................................................................................................................47

О. М. Давиденко, А. О. Ігнатов Особливості конструктивного виконання дискового ланцюгового долота...........................51

А. Н. Давиденко, А. А. Пащенко, В. В. Линский Создание несущих буроинъекционных свай в пористых, слабосвязанных грунтах ............55

А. М. Андрусяк, Б. А. Тершак, Є. Я. Коцкулич Застосування подвійноінгібованих бурових промивальних рідин для розкриття продуктивних пластів..................................................................................................................61

С. В. Борщевский, В. Ф. Формос, А. С. Бабичева, В. А. Дмитриенко, М. А. Бауэр Разработка технологии и параметров крепления с использованием высокопрочных композиционных материалов для строительства подземных сооружений в малоустойчивых горных породах .....................................................................65


200

Т. П. Волкова, І. С. Сніжок Аналіз та оцінка впливу металургійних підприємств на забруднення грунтів Донецької області ........................................................................................................................73

В. И. Алёхин, Я. В. Ребенко, К. В. Шелест, В. А. Андрийко, Е. С. Лунев Структурно-геодинамические условия формирования геохимических аномалий в почвах и их значение для решения геологических и экологических задач ...........................79

О. І. Митрофанова, М. О. Пілічева Аналіз можливості застосування європейського досвіду щодо викупу земельних ділянок для суспільних потреб...................................................................................................89

Е. И. Митрофанова, Е. А. Гермонова Концепция новой учебной программы подготовки магистров «Земельное управление»..................................................................................................................................95

К. О. Гермонова, О. І. Митрофанова Про деякі питання щодо регулювання та планування містобудівної діяльності в Україні та за кордоном ..............................................................................................................101

В. М. Харитонов Каскадне дев’яти-точечне опробування крупноуламкового матеріалу корінних Р-Ті-руд під час вирішення питань прикладної мінералогії .....................................................110

Ф. Л. Шевченко, Ю. В. Петтик, С. Н. Царенко Проблемы расчета буровых вышек на устойчивость.............................................................115

Н. И. Васильев, А. Н. Дмитриев, П. А. Блинов, А. А. Проказов Результаты бурения глубокой скважины на российской станции Восток в Антарктиде .................................................................................................................................124

С. А. Калякин Определение критических параметров ударных волн при взрыве заряда ВВ, вызывающих воспламенение метановоздушной смеси .........................................................133

Я. С. Коцкулич, Є. Я. Коцкулич, О. І. Кирчей, О. Б. Марцинків, М. В. Сенюшкович Шляхи підвищення якості розмежування пластів в ускладнених гірничо-геологічних умовах....................................................................................................................140

Г. М. Улитин, Ю. В. Петтик Крутильные удары в двухступенчатых бурильных колоннах ..............................................144

С. Н. Парфенюк Исследование рабочих процессов в гидроударнике двойного действия на фазе перестановки клапанов при ходе бойка вниз ..........................................................................149

Т. А. Василенко, А. К. Кириллов, А. Н. Молчанов, А. В. Вишняков, Д. А. Пономаренко О давлении, необходимом для проникновения метана в межслоевые промежутки угольной матрицы......................................................................................................................158

А. А. Каракозов, М. С. Попова, C. Н. Парфенюк, Р. К. Богданов, А. П. Закора Моделирование работы алмазных резцов однослойных коронок на забое и оценка влияния схемы раскладки алмазов на механическую скорость бурения .............................162


201

А. А. Каракозов, С. Н. Парфенюк К обоснованию технологии бескернового бурения скважин установками серии УМБ-130 .....................................................................................................................................167

А. О. Новиков, И. Н. Шестопалов Исследования влияния усиления рамной крепи анкерами на процесс формирования вокруг выработки зоны разрушенных пород................................................173

А. О. Новиков, Ю. А. Петренко, И. Н. Шестопалов, А. В. Резник Обоснование предельных сроков применения дополнительных мероприятий, направленных на повышение устойчивости горных выработок ..........................................179

В. И. Алёхин Деформации горных пород и результаты реконструкций полей палеонапряжений мыса Фиолент (юго-западный Крым) по новым тектонофизическим данным ...................184

В. В. Карабин, А. С. Войціховська, В. Д. Погребенник Форми знаходження міді у ґрунтах в зоні техногенезу сміттєзвалищ .................................193

Научные труды ДонНТУ. Серия: Горно-геологическая

Documents

Transcript of Научные труды ДонНТУ. Серия: Горно-геологическая