«ГОРНАЯ ГЕОМЕХАНИКА И МАРКШЕЙДЕРСКОЕ ДЕЛО Сборник научных трудов С анкт-П етербург 2009 Горная геомеханика и маркшейдерское дело : сборник научных трудов. - С П б.: ВН И М И, 2009. - 252 с. В статьях настоящего ...»

И сследования показали, что в условиях зонального разрушения пород желе­ зобетонные штанги обладают недостатками, которые затрудняю т их использова­ шое время схватывания бетонной смеси.

Применение реш етки и набрызбетона в сочетании с анкерами при разруш е­ нии пород на контуре становится малоэффективным, поскольку не обеспечивает необходимого подпора пород между анкерами.

Разруш ения, связанны е с неравномерностью нагруж ения наблю даю тся и в выработках, закрепленных арочной податливой крепью из спецпрофиля.

К репи обычно устанавливаются без начального распора и на всех стадиях р а­ боты не оказываю т активного влияния на напряжения и деф орм ации в поддерж и­ ваемом массиве. Сама конструкция и взаимодействие элементов практически всех применяемых типов крепи предопределяет работу крепи в проектном режиме для случаев ф орм ирования в поддерживаемом массиве симметричного однородного поля напряжений. В этом случае для эффективной работы крепи, как показали исследования, суммарный вектор преобладающих деформаций в массиве должен быть близок к вертикальному (70-90°). В противном случае, как правило, наруша­ ется работа замков крепи в режиме проскальзывания и происходит заклинивание элементов крепи. К репь из податливой конструкции превращ ается в жесткую и в последующем разруш ается.

П роведенные исследования позволили сформулировать следующие требова­ ния к способам проведения и крепления выработок и конструкциям крепи, обеспе­ чивающим устойчивое состояние выработок в рассматриваемых условиях: уменьшить переборы породы сверх проектного сечения, при этом требуется применение ком­ плекса мер таких как: ориентация выработок по отнош ению к направлению глав­ ных горизонтальных напряжений, предварительная разгрузка массива путем созда­ ния различного рода щелей и скважин, предварительного проведения передовой выработки. К роме общих требований сформулированы требования к конструк­ циям крепи, обеспечивающим устойчивое состояние выработок в рассматривае­ мых условиях крепь долж на дополнительно отвечать следую щ им положениям:

обеспечить совместную работу всех элементов крепи по закрепляемому контуру выработки; активно воздействовать на упрочняемую часть приконтурного масси­ ва на всех стадиях проходки и поддержания выработки; обеспечивать сейсмоус­ тойчивость выработок в условиях динамических проявлений горного давления на удароопасных участках и вблизи ведения взрывных работ; обеспечивать затяжку кровли и стенок выработок, исключающую развитие вывалов породы и «обыгры­ вание» элементов крепи; включать элементы податливости; обладать способностью приспосабливаться к неровностям контура породы; обладать способностью вос­ принимать локальные концентрированные нагрузки и равном ерно распределять их по периметру выработки; отвечать требованиям технологичности воздействия;

обеспечивать возможность усиления и ремонта крепи без существенных капиталь­ ных затрат и специального оборудования; быстрый (в течение 5-10 минут) набор несущей способности крепью после ее установки.

Х арактерной особенностью выработок, проводимых в рассматриваемых усло­ виях, являются большие «переборы» породы, неровности контура выработки, об­ разование вокруг них зон разрушения, имеющих явно выраженную слоистую струк­ туру и главное неспособность обеспечить поддержание выработок в устойчивом состоянии. К роме того, при существующей технологии крепления практически невозможно выдержать «строчку» шпуров в ряду. Эта особенность исключает при­ менение традиционных подхватов, связывающих анкеры в единую систему, а ус­ сдерживает развитие деформаций в приконтурном массиве из-за того, что связу­ ющий раствор анкера медленно набирая прочность в течение нескольких суток, при быстром развитии деформаций пород и их смещения в выработку, не оказы ­ вает достаточного сопротивления подвижкам пород и может разруш иться до на­ бора им прочности, при этом несущая способность анкеров снижается. Поэтому укрепление пород анкерами с потерей ими первоначальной прочности, услож ня­ ет поддержание выработок при попадании их в зону влияния очистных работ, осо­ бенно в подрабатываемых массивах. Полное использование несущей способности массива, без допущ ения быстрого снижения его прочностных характеристик позво­ лит, не увеличивая глубину анкерования, поддерживать выработки. Таким требо­ ваниям применения анкерной крепи, сразу вступающей в работу после установки, с закреплением стержней анкеров полимером по всей длине по новой технологии, и соединением их в единую систему с помощью гибких подхватов, способных плотно прилегать к неровному породному контуру для обеспечения равномерного покры ­ тия набрызгбетоном в большей степени удовлетворяет разработанная с участием автора секционная комбинированная крепь (С С К К ). С С К К представляет собой комбинированную крепь, состоящую из анкеров с закреплением связующим со­ ставом по всей длине, сварной решетчатой затяжки, секций гибких реш етчатых подхватов и набры згбетона (рис. 1). Сочетание этих элементов создает единую систему, обеспечивающ ую совместную работу анкеров и массива во взаимоувязке друг с другом, как в сечении выработки, так и вдоль нее.

В качестве анкеров в крепи применяю тся: сталеполимерны е или ж елезобе­ тонные анкеры или их комбинация, при этом применяю тся штанги 0 18-24 мм или семипроволочный арматурный канат класса К-7 (диаметр проволоки 6 мм).

Секции гибких решетчатых подхватов могут быть плоскими и упругими. Плос­ кие решетчатые подхваты представляют собой полосы в виде металлических сварных решеток, выполненных из стальных проволок диаметром 8 - 1 0 мм в продольном на­ правлении и 6 мм - в поперечном. Размер ячейки 100x150 мм. С одного конца про­ дольные поволоки загнуты в крюки, с помощью которых секции соединяются друг с другом. Н а противоположном конце секции приварена проволока такого же диа­ метра, как и продольные. За нее захваты ваю тся крю ки каждой следующей секции.

Для создания первона­ чального подпора разрабо­ таны упругие реш етчаты е подхваты. У пругие реш ет­ чатые подхваты состоят из продольны х элем ен тов и этом продольные и элемен­ ты выполнены из арм атур­ ной стали A III диам етром 8 мм, поперечные диаметром 8 (ар м ату р н ая сталь A III) 1 - анкер; 2 - сварная решетка; 3 - секция гибких решетчатых ячейки 1 0 0 x 1 0 0 мм.

При лабораторных испытаниях разработанных конструкций крепи и ее эле­ ментов получены следующие результаты для пород с объемным весом у = 28 кН/м и при сетке анкеров 0,7x0,7 м.

Расчетное усилие, развиваемое плоской решеткой подхватом, которое позво­ лит удерживать разруш енные над крепью породы мощ ностью 2,17 м, составило Р = 29,8 кН, то есть несущ ая способность анкеров долж на превыш ать Р •. П од­ пор такой мощности пород кровли от обрушения будет способствовать расклини­ ванию блоков пород и образованию арочной системы, обладающ ей собственной несущей способностью достаточной для эффективного поддерж ания выработок.

П ри установке реш етки-подхвата не следует их жестко закреплять на анкеры, не­ обходимо обеспечивать усилие приж атия их к кровле около 2 Р чтобы она имела возможность смещения относительно анкера. Это позволит исключить преждевре­ менное разруш ение реш етки и создать оптимальные условия для расклинивания смещающихся блоков пород, но вертикальный прогиб реш етки между анкерами не должен превыш ать допустимую величину 1 0 0 мм.

При испытании упругих реш етчаты х подхватов устан овл ен о, что они п о­ зволяю т создавать предварительны й упругий подпор вокруг анкеров, равный Рул - 26,7 кН /м2, что в достаточной мере способствует созданию расклиниваю щ е­ го эф ф екта смещающ имся в выработку породам блоковой структуры и благодаря этому повыш ает их устойчивость, кроме того, разработанны е решетки-подхваты позволяют противодействовать породам кровли в случае их разрушения мощностью около 2, 0 м и обладаю т упругой податливостью в пределах 28 мм.

В результате проведенных исследований сформулированы следующие реко­ мендации по креплению горных выработок:

1. У силенная ком бинированная крепь. Устанавливается в выработках, в кото­ рых главным фактором разрушения контура являются горизонтальные тектоничес­ кие напряжения. Крепь представляет собой сочетание железобетонной анкерной крепи, сварной металлической решетки и набрызгбетона. К ак известно, основная особенность набрызгбетонной крепи заключается в том, что осущ ествляется пол­ ный контакт крепи с породой по всей поверхности выработки и образует единую деформируемую систему. Исследования показали, что для увеличения ее несущей способности необходимо не увеличение ее толщины, а снижение амплитуды не­ ровностей контура выработки. Это положение полож ено в основу предлагаемого способа крепления, который заключается в том, что на подготовленную поверх­ ность наносят первый слой набрызгбетона, который замоноличивает имеющиеся трещины и несколько сглаживает неровности контура. Д о отвердения этого слоя в него вдавливают с помощ ью домкратов механическую сварную решетку. При этом толщину первого слоя набрызгбетона принимают не менее величины двух диаметров прутьев металлической решетки. Затем доводят набрызгбетон до за­ данной толщины. Т акая технология возведения крепи позволяет обеспечить ка­ чественное закрепление реш етки по контуру выработки и сущ ественно повысить ее устойчивость в целом.

2. Сооружение сопряж ений. В условиях, где основной ф орм ой разруш ения выработок является разруш ение стенок трещинами, параллельными контуру, осо­ бой проблемой является обеспечение устойчивости сопряж ений, от которой во многом зависит безопасность труда и эффективность работы всего рудника.

бинированной крепыо из железобетонных штанг, металлической сетки, торкрет­ бетона. Исследования показали, что такая крепь не обеспечивает устойчивости со­ пряжений, особенно в зоне опорного давления и вблизи тектонических нарушений.

Разработанный способ крепления заключается в том, что в кровле сопряже­ ний создают несущие породные стойки путем установки кустов предварительно-напряженных анкеров (ПНА). Куст ПНА состоит из четырех расходящихся анкеров, установленных в скважинах.

Скважины бурят по сетки 1,0x1,0 м, глубина скважины 4-6 м, диаметр 76 мм, угол наклона скважины 30° от вертикали. Таким образом, куст ПНА образует пи­ рамиду с широким основанием вверху. Натяжение анкеров сдерживает процесс расслоения в кровле по высоте куста ПНА, образуя зону сжатых пород.

На рисунке 2 показана технологическая схема сооружения сопряжения в сильно нарушенных породах. Чтобы не допустить обрушения пород, сооружают в кровле необходимое количество кустов предварительно напряженных анкеров ПНА. Расстояние между кустами ПНА, а также между П Н А и стенками вырабо­ ток должно удовлетворять условию / < /доп где /дап - допустимый пролет обнаже­ ния пород.

Таким образом, пролеты сопряжения как бы делятся на несколько пролетов малых размеров на опасных по обрушению пород. Для обеспечения надежного закрепления кровли первоначально проходят выработку по центру будущего со­ пряжения пролетом / < /доп и высотой, соответствующей про­ ектной (1-я стадия). По мере подвигания забоя этой выработ­ ки в кровле устанавливают кус­ ты ПНА на заданных отметках и возводят усиленную комбини­ рованную крепь из железобе­ тонных (сталеп ол и м ерн ы х) анкеров, металлической свар­ ной решетки и набрызгбетона.

П осле установки кустов П Н А производят последова­ тельно расш ирение сопряж е­ ния до п роектн ой ш ирины с возведением усиленной ком­ бинированной крепи (стадии II и III). Затем проходят заезды (стадия IV).

Сохранение бортов сопря­ жений осуществляется бурени­ ем В углах сопряжения строчки Рис. 2. Технологическая схема сооруж ения сопряжений разгрузочных шпуров 0 42 ММ в сложных горно-геологических условиях:

каждая сторона угла сопряже-, _ куст предварительно-н а п р яж енны х анкеров (П Н А );

НИЯ обуривается на длину око- 2 -усилен ная комбинированная к р еп ь;/-р а с ст о ян и е между ЛО 5 М ОТ места сопряж ения кустами П Н А и стенками в ы раб отки;/,-доп устим ы й пролет С ооруж ение соп ряж ен ий в несколько стадий с п редварительной установ­ кой П Н А позволяет повысить безопасность работ в сложных горно-геологичес­ ких условиях, обеспечить эксплуатационное состояние вы работки на весь срок ее службы.

3. К омбинированная крепь. Исследования показали, что в выработках, парал­ лельных фронту очистных работ характерной формой деформаций массива вокруг выработки является разруш ение боков, из-за основного действия вертикальных на­ пряжений. Это приводит к тому, что увеличиваются пролеты и возникает опасность обрушения пород и руд из кровли. В этих условиях обеспечить устойчивость выра­ боток путем установки железобетонных штанг и набрызгбетона не представляется возможным.

Рис. 3. К ом бинированная крепь в условиях жесткость стоек принимается в зависи­ интенсивного разруш ения боков выработки:

1 - металлические стойки; 2 - металлическая сварная решетка; 3 - набрызгбетон; 4 - анкеры Глубина установки закрепляющих анкеров 1,7— м, в почве стойки заделыва­ ются в лунки. П осле закрепления стоек на стенки выработки наносится слой на­ брызгбетона толщ иной 2-3 см.

Таким образом, разработаны и испытаны новые конструкции крепи и ее эле­ ментов, соответствующие выявленным величинам смещений и формам разруш е­ ния контура выработки, а именно - усиленной комбинированной крепи с двойным слоем набрызгбетона, крепь сопряжений в которой основные несущие элементы состоят из кустов предварительно-напряженных анкеров; комбинированной кре­ пи с установленных в боках выработки от почвы до пяты свода вертикальными металлическими элементами из швеллера, спецпрофиля или полосовой стали, зак­ репленных анкерами в почве боках и пяте свода выработки; упругой реш етки-под­ хвата, позволяю щ ей создавать предварительный подпор вокруг анкеров равный 25-30 кН /м2.

РАЗРАБОТКА ТЕХНИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ

ПО ОБЕСПЕЧЕНИЮ УСТОЙЧИВОСТИ ОКОЛОСТВОЛЬНОГО

МАССИВА ПРИ ОТРАБОТКЕ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНОГО

ЦЕЛИКА СТВОЛОВ ВЗС-ВСС РУДНИКА

Участки стволов и околоствольных выработок в зонах действия повышенных деформаций, как правило, выходят из эксплуатационного состояния и требую т проведения ремонтно-восстановительных работ, что негативно отраж ается на тех­ нико-экономических показателях рудников. П опутное вовлечение в добычу зап а­ сов руд, сосредоточенны х в предохранительны х целиках, усугубляет процессы опасного деф орм ирования и сдвижения массива горных пород.

Как известно, опыта отработки предохранительных целиков с сохранением ство­ лов в эксплуатационном состоянии в России и за рубежом практически нет. Имеет место несколько технических разработок, связанных с разгрузкой околоствольного массива от опасных напряжений при отработке глубоких горизонтов угольных шахт Донбасса. Для разгрузки околоствольного массива от высоких напряжений предла­ галось, например, проходить в околосгвольном массиве кольцевые выработки, ко­ торые выполняли бы функцию разгрузочной щели. Это техническое предложение не получило практического применения и осталось на уровне проекта.

В практике горного дела при попадании стволов в зону действия опасных де­ формаций массива вопрос сохранения эксплуатационного состояния в основном крепи и армировки ствола). Однако, сохранить ствол в эксплуатационном состоя­ нии только ремонтными работами, по нашему мнению, практически невозможно, так как эти работы, по сути, не исключают первопричину снижения устойчивости околоствольного массива, а именно, прогрессирую щ ий во времени рост в околоствольном массиве напряжений и деформаций при увеличении пролетов отра­ ботки рудных залежей. П ри этом следует отметить, что сохранение стволов в эк­ сплуатационном состоянии при таком способе требует многократного повторения ремонтных работ, которые проводятся в небезопасных условиях и требуют значи­ тельных материально-трудовых затрат.

Проблематичным выглядит и способ сохранения устойчивости околостволь­ ного массива закладкой нижних горизонтов ствола, наприм ер бетоном. Это связа­ но с тем, что модуль упругости закладочного массива на порядок ниже, чем модуль упругости вмещающих ствол горных пород. Для закладочного бетона, применяе­ мого на рудниках Талнаха, он составляет 4х103 М Па, а для горных пород, вмещ а­ ющих стволы, он на порядок выше и в среднем составляет 6,3х104 М Па. Кроме того, закладочный бетон обладает усадкой, составляющей порядка 10-15% мощ ­ ности закладочного массива, а при работе в компрессионном реж им е обладает ярко выраж енными реологическими характеристиками (ползучестью в реж име заданной нагрузки). Таким образом, если рассматривать заложенную часть ство­ ла закладочным бетоном как крепь или опору, то она с таким и механическими характеристиками вряд ли окаж ет существенное влияние на процесс сдвижения и деформирования околоствольного массива.

Кроме того, следует учесть, что стволы рудников Талнаха пройдены более 20 лет назад. За это время существенно возросли пролеты отработки рудных залежей и наряду с деформациями, вызванными подработкой горного массива, в предохра­ нительных целиках интенсивно происходили реологические процессы. П ри этом деформации пластичности и ползучести существенно повлияли н а устойчивость и несущую способность околоствольного массива.

В связи с этим, мы имеем дело с реш ением не отдельной горнотехнической задачи, а с реш ением ком плекса задач, связанных, как с управлением процесса сдвиж ен ия горного м ассива, так н ап ряж ен н о-д еф орм и рован н ы м состоянием (Н Д С ) околоствольного массива и предохранительного целика в целом.

Совместными исследованиями с О А О В Н И М И было установлено, что струк­ турная наруш енность и интенсивная отработка рудной залеж и предопределяю т сравнительно ранний выход сдвиж ения на земную поверхность. П ри этом про­ филь мульды оседаний земной поверхности характеризуется резкими перегибами в местах выхода крупных тектонических нарушений. Вытянутость изолиний сдви­ жения совпадает с направлением крупных тектонических наруш ений и сопровож ­ дается разворотом мульды по простиранию плоскостей этих наруш ений. П ри этом интенсивная отработка рудной залежи вы зы вает зап ред ел ьн ое д еф орм и ­ рование горного массива с возрастанием более чем в 3 раза скорости активной стадии сдвиж ения массива горных пород.

П роведенные экспериментальные исследования показали, что развитие очи­ стных работ в предохранительном целике вызы вает интенсивность сдвиж ения массива горных пород, особенно в зоне влияния подработки. П ри этом величины вертикальных оседаний массива горных пород на п орядок превыш ает величину оседания дневной поверхности. Это свидетельствует о том, что массив горных подработки, дезинтегрируется в форме расслоения с образованием мощных по­ родных слоев.

Механизм деформирования породных слоев подобен изгибу породных балок.

При этом отмечается тенденция нарастания величин прогиба породных балок в районе очистных работ предохранительного целика и снижение величин прогиба в районе ранее отработанных и заложенных участков рудной залежи (рис. 1).

Рис. 1. Х арактер кривой сдвиж ения массива горных пород при отработке 1 - эксперим ентальны е точки; 2 - линия тренда; 3 - граница предохранительного Изгиб породных слоев в силу тектонической нарушенное™ сопровождается, как поднятием, так и оседанием тектонических блоков с надвигом отдельной бо­ лее мощной блоковой структуры на мелкую структуру. Поднятие и опускание тектонических блоков происходит с появлением в массиве горных пород, вмеща­ ющих ствол, критических горизонтальных деформаций. П ри этом вектор гори­ зонтальных деф орм аций, в основном, совпадает с простиранием плоскости тектонических нарушений, или может отклоняться на 15-20 градусов от плоско­ сти тектонических нарушений в сторону фронта очистных работ.

С позиции горной геомеханики механизм деформирования массива горных пород при отработке предохранительного целика представляет собой сложный изгиб составной породной плиты, опирающейся на упруго-пластичное основание, представленное рудным телом и закладочным массивом. Коэффициент упругости рудного массива предохранительного целика является величиной не постоянной и определяется жесткостью краевых частей рудного массива, в зонах бурения разгрузочных скважин он меньше, чем в нетронутом массиве. Коэффициент упру­ гости закладочного массива также не постоянен и определяется компрессионными свойствами закладочного материала. Он гораздо выше на ранее отработанных участках рудной залежи, что объясняется более высокими компрессионными па­ раметрами закладки, находящейся в объемном напряженном состоянии. При от­ работке предохранительного целика напряженное состояние закладочного массива изменяется от одноосного до плоского, с тенденцией приближения к объемному напряженному состоянию.

Напряженное состояние околоствольного массива (рис. 2) формируется за счет действия гравитационных сил (уН и ХуЯ ), зоны опорного давления {куН), про­ дольных и поперечных сил, возникающих в сечении расслоившихся межгоризонтных массивов при их изгибе. В вертикальном сечении при сдвижении образуются зоны сжимающих (+ ) и растягивающих (-) напряжений. Причем растягивающие напряжения, превышающие предел прочности горных пород, вызывают появле­ ние трещин и повышение сейсмоактивности горного массива.

Рис. 2. Г еомеханическая модель напряж енно-деф ормированного состояния околоствольного 1 - ствол; 2 - породны й слой; 3 - м еханическая характеристика упруго-пластичного основания;

4 -сейсм особы тия; e s, е г - вертикальны е и горизонтальные деф орм ации; Рлр, Р п- продольные и поперечны е силы в вертикальном сечении околоствольного массива Суперпозиция выш еприведенных сил приводит к появлению значительных нагрузок на неотработанны е части предохранительного целика, приконтурны й массив и крепь ствола, как в вертикальном, так и в горизонтальном направлении.

Последействие этих сил проявляется в разруш ении приконтурного массива околоствольны х вы работок, арм ировки и крепи ствола. В последнем случае, при вертикальных и радиальных нагрузках реальные относительные деформации пре­ вышают критическое значение для бетона (для монолитной крепи при сжатии 0,85, при растяжении по несущ ей способности 0,05 и раскрытию трещ ин 0,25 мм/м).

Геомеханическое состояние подработанного околоствольного массива анало­ гично формированию и проявлению горного давления при отработке пластовых месторождений с труднообруш аемыми кровлями, представленными мощ ными и прочными слоями горных пород [1]. Резкое сдвижение (осадки) труднообрушаемых слоев горного массива при развитии очистных работ в предохранительном целике инициирует не только статические, но и динамические формы разруш е­ ния околоствольного массива.

Управление Н Д С околоствольного массива традиционными методами, напри­ мер применением крепей повышенного сопротивления, малоэффективно и не ис­ ключает при развитии горных работ появления в горном массиве зон повышенных нагрузок и критических деформаций. В связи с этим, в таких геологических и горно­ технических условиях более эффективным является управление Н Д С околостволь­ ного массива его разупрочнением. Физический смысл разупрочнения заключается в снижении нагрузочных свойств подработанных мощных породных слоев на околоствольный массив искусственным их разделением на блоки меньших размеров.

П ри этом нагрузочные свойства блоков диф ф еренцированно распределяю тся на опорные элементы (краевые части горного массива, крепь, обрушенные породы или закладочный массив).

Ф ормирование отрезных щелей рекомендуется производить бурением из околоствольных выработок вертикально ориентированных рядов скважин.

П ри этом н апряж енное состояние труднообрушаемых слоев горного массива допускается принимать эквивалентным напряж енному состоянию, возникаю щ его при изгибе балки. П редельное равновесие породной балки (до разруш ения по­ роды в ее сечениях) определяется неравенством вида где М - изгибаю щ ий момент в поперечном сечении балки; W - осевой момент сопротивления для балки прямоугольного сечения; стс - предел прочности породы на сжатие.

П ри бурении вертикальных скважин в породной балке образую тся межскважинные целики, которые можно представить в виде цепи коротких балок прямоу­ гольного сечения. Размеры этих балок определяются диаметром бурения скважин (dc), длинной скважины (/с) и расстоянием между стенками смежных скважин (t).

Запредельное состояние межскважинных целиков определяться прочностью горного массива и величиной изгибающего момента (рис. 3).

Изгибающий момент создается горизонтальными силами, действующими в се­ чении межскважинного целика. П ри этом изгибающие моменты при определенном шаге бурения скважин могут сформировать напряжения в межскважинном целике, которые превы сят предел прочность целика и вызвать его разруш ение.

Внешняя сила (Рт), действующая на межскважинный целик, определяется силами бокового распора, действие которых в породном слое при изгибе можно сравнить с горизонтальными тектоническими силами. П ри этом коэффициент бокового распора (А,) может изменяться от 1,1 до 3.

Для условий рудников Талнаха внешняя сила, действующая в площади межскажинного целика, может быть рассчитана по формуле где X - коэффициент бокового распора; у - объемный вес горных пород; Н - ниж­ няя абсолютная отметка залегания породного слоя; 1 - длина скважины; t - рас­ стоянием между стенками смежных скважин; кз - коэффициент заделки межсква­ жинного целика; кн - коэффициент запаса.

Под действием этой силы, в поперечном сечении межскважинного целика относительно оси Y возникает изгибающий момент, величина которого определя­ ется из уравнения Механическое состояние межскважинного целика из условия его разруше­ ния при действии изгибающего момента определяется осевым моментом сопро­ тивления для сечения прямоугольной формы с размерами равными диаметру и длине бурения скважин. Расчетное значение осевого момента сопротивления от­ носительно оси У определяется из уравнения вида Для определения условия разрушения межскважинных целиков воспользу­ емся уравнением предельного равновесия (1). После подстановки и простых пре­ образований получим уравнение расчетной ширины межскважинных целиков Технология разгрузки околоствольного массива бурением вертикальных сква­ ж ин прош ла опытно-промыш ленные испытания при отработке предохранитель­ ного целика стволов ВЗС-ВСС рудника «О ктябрьский». Результаты испытаний показали эф ф ективность бурения вертикальных скважин для релаксации в околоствольном массиве горизонтальных деформаций до безопасных значений.

До бурения скваж ин процесс сдвижения околоствольного массива при отра­ ботке предохранительного целика характеризовался переменным во времени гра­ диентом смещения. С редняя скорость смещения массива достигала 25 мм/год.

Сдвижение блоковой структуры околоствольного массива происходило, как с поднятием, так и опусканием блоков. П однятие и опускание блоков сопровож ­ далось появлением критических горизонтальных деф орм аций [2]. Углы наклона интервалов кривой сдвиж ения на порядок превыш али критическое значение и в максимуме достигали 2 0 x 1 0 -3, а величины относительных деф орм аций растяж е­ ния почти в два раза превыш али допустимое значение, составляющие 0,5x10 "3.

П осле бурения вертикальных скважин процесс сдвиж ения околоствольного массива переш ел в монотонный режим, характеризующийся постоянным градиен­ том смещения массива во времени. Средняя скорость смещения массива снизилась почти в три р аза и составила порядка 8,9 мм/год. П ри этом блоковая структура околоствольного массива переш ла в плавный режим оседания, без поднятия бло­ ков и ф ормирования критических горизонтальных деформаций.

1. М.В. Курленя, В.Н. Опарин, А.П. Тапсиев и др. Геомеханические процессы взаимо­ действия породных и закладочных массивов при отработке пластовых рудных залежей.

Новосибирск: Наука. Сиб. предприятие РАН, 2. Указания по охране сооружений и природных объектов, находящихся в зоне влия­ ния подземных горных работ на рудниках Талнахского и Октябрьского месторождений.

СПб., Норильск, 2006.

О НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ КРЕПИ ДЛЯ ЛАВ

ПРИ СЛОЕВОЙ ВЫЕМКЕ МОЩНОГО ПЛАСТА НА ШАХТЕ

ЭЛЕГЕСТСТКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ

О сновным угольным пластом месторождения, запасы которого составляют 70+80% всех запасов на разведанной площади, является мощный пласт 2.2 «Улуг» самый нижний пласт свиты. Выше его залегают еще три пласта, которые при конди­ ции по мощности 0,7 м и более относятся к промышленным запасам. Расстояние до вышележащих пластов составляет 200, 350 и 375 м.

Для обеспечения проектной мощности шахты 13,5 млн. т угля в год предус­ мотрена первоочередная отработка пласта «Улуг». Рассматриваемый пласт мощ­ ностью в среднем 8,2 м с пределами изменения от 4,0 м до 12,4 м (преимущественно 7-9 м) сложен блестящими и полублестящими разностями угля, в основном одно­ родный по структуре. Н а отдельных участках месторож дения в пласте выделя­ ются прослои алевролитов и углистых сланцев с толщ иной слоев от 0, 1 до 0, 6 м.

Глубина залегания пласта до 850 м. Угол падения пласта на основной части место­ рождения изменяется преимущественно в пределах 0+18°.

П риродны е ф акторы, влияющие на оценку сложности геологического строе­ ния шахтного поля сводятся к следующим:

- простая структура;

- пологое падение (менее 18°) на преобладающей части площ ади месторож­ дения;

- отсутствие тектонических разломов;

- выдержанность мощ ности и строения пласта «Улуг».

В границах шахтного поля, разделенного на три блока (Восточный, Централь­ ный и Западный), тектонические разрывы с амплитудой более мощности пласта маловероятны, за исключением юго-восточного фланга, где разрывы пласта воз­ можны.

Породы непосредственной кровли пласта в основном представлены разно­ зернистыми песчаниками, иногда - конгломератами и гравелитами, мощ ностью 0,7 - 2,7 м. На значительной площ ади (более 50% площ ади м есторож дения) не­ посредственно над пластом залегаю т породы основной кровли. Н аруш енность непосредственной кровли в целом невысокая.

литами и конгломератами мощностью от 3,4-н4,8 до 7-s-l 0 м, а на отдельных участках увеличивается до 15 м. Н а расстоянии 100 м от кровли пласта породы малотрещи­ новатые.

Н епосредственная почва представлена п есчан и ком, алевролитом, у н и ф и ­ цированны м алевролитом и на отдельных участках конглом ератом. М ощ ность песчаника в среднем составляет 3,5 м, алевролита - 2,6 м и ун иф и ц и рованн ого алевролита - 1, 6 м.

Физико-механические характеристики пород кровли и почвы пласта по дан­ ным испытаний образцов в сухом состоянии представлены в таблице 1 [1]. К ак видим, вмещ аю щие пласт породы характеризуются высокой плотностью, значи­ тельной прочностью и повышенными значениями упругих свойств. П рочность как на сжатие, так и на растяж ение образцов пород в водонасы щ енном состоянии снижается в 1,4-1, 6 раза.

Физико-механические свойства углевмещающих пород Конгломерат Г равелит П есчаник Алевролит Примечание. В числителе - пределы изменения параметров; в знаменателе - средние значения.

Прочность угля на сжатие по данным каротажа и лабораторных испытаний кер­ на, выполненных при детальной разведке месторождения, составляет 1,9+13,0 М Па.

При повышении зольности угля, что имеет место в угольных пачках, располож ен­ ных непосредственно у почвы и кровли пласта, прочность на сжатие этих слоев увеличивается. У читывая состав, строение и высокие прочностные характеристи­ ки пород непосредственной кровли наиболее эф ф ективной для данного пласта при его мощ ности 6 м и более будет отработка двумя наклонными слоями в нисхо­ дящем порядке.

П редставленная далее математическая модель расчета несущей способности (удельного сопротивления) крепи для лав верхнего слоя основана на установленных закономерностях процессов обрушения и сдвижения пород подрабатываемой тол­ щи, учитывающих их строение, состав и физико-механические свойства. Гипоте­ тически схемы взаимодействия крепи с вмещ аю щ ими породами подтверж дены длинных очистных забоях на шахтах России и стран СНГ [2, 3].

Приведенные в табл. 1 сведения свидетельствуют, что разработка пласта Улуг будет осуществляться в условиях весьма прочных пород, представленных конгло­ мератами, гравелитами и разнозернистыми песчаниками (/?.ж> 120 М Па, /^ >12 МПа).

Н а отдельных участках шахтного поля, преимущественно в почве пласта, залега­ ют алевролиты, прочность которых на сжатие является достаточной, чтобы не было вдавливания оснований секций крепи щитового типа. П о предварительным дан­ ным непосредственная кровля на большей части шахтного поля может быть отнесе­ на к устойчивой и среднеустойчивой и не потребует оставления защитной пачки угля у кровли пласта. П редельны е пролеты обруш ения основной кровли могут составлять от 35 до 110 м (в среднем 75 м), при этом периодические обрушения будут происходить через 15+20 м. В целом основная кровля пласта в пределах шах­ тного поля оценивается как труднообрушаемая.

Для определения необходимой несущей способности крепи требуется оценить нагрузочные свойства кровли пласта. Наиболее объективным показателем, харак­ теризую щ им нагрузочны е свойства кровли, является степень тяжести, которая может быть оценена соответствующим коэффициентом. В настоящее время извест­ ны различные методы определения коэффициента тяжести. Так, в действовавшем ранее ГОСТе 28597-90 «Крепи механизированные для лав. Основные параметры.

Общие технические требования» (М.: Изд. стандартов, 1990) кровля разделялась всего на два класса (легкая и тяж елая), а коэффициент тяж ести определялся как частное от деления относительной величины сближения боковых пород в лаве с тяжелой кровлей к аналогичной величине в лаве с легкой кровлей. М етод позволя­ ет определить, относятся ли залегающие над пластом породы к категории тяжелых или легких. Во вновь введенном ГОСТе Р 52152-2003 «К репи механизированные для лав» [4] кровля разделена уже на три класса (легкая, средняя и тяжелая).

Недостаток этих методов оценки состоит в том, что в них нет диф ф еренциа­ ции коэффициента тяж ести по величине, что необходимо для реш ения вопроса о выборе сопротивления крепи в лавах для конкретных условий. Н а основе резуль­ татов многочисленных шахтных исследований В Н И М И и других организаций в лавах с различными горно-геологическими условиями, которые характеризуются различным составом и строением пород кровли (различными нагрузочными свой­ ствами), было установлено, что коэффициент тяжести кровли С. может изменяться от 1 до 4,5. П ри этом легкая по нагрузочным свойствам кровля имеет коэф ф ици­ ент тяжести С. < 1,5, а кровлю с коэффициентом тяжести С,>1,5 следует относить к тяжелой по нагрузочным свойствам. Особо необходимо отметить, что кровля, у которой коэф ф ициент тяжести Ст>3, склонна к резким динамическим осадкам, которые наиболее интенсивно проявляются при Ст 4+4,5. С увеличением несу­ крепь снижается и, как свидетельствует практика, при определенном значении сопротивления вообщ е может не оказывать существенного влияния. В связи с этим важно выбрать уровень необходимого сопротивления в соответствии с установ­ ленным коэф ф ициентом тяж ести кровли в конкретных горно-геологических ус­ ловиях с учетом вынимаемой мощности.

М етодика расчета коэф ф ициента тяжести кровли заклю чается в следующем [5]. В условиях, где мощ ность легкообрушающихся пород кровли 1глп> т + 3 (где т - вынимаемая мощность пласта или верхнего слоя), кровля относится к категории ловиях, где h i о< ш + З, кровля относится к категории тяжелой, а при отсутствии непосредственно над пластом легкообрушающихся пород, то есть когда /?1о = О, коэффициент тяж ести С имеет максимальное значение и в зависимости от мощ­ ности пласта (верхнего слоя) изменяется от 3 до 4,5.

О пределять коэф ф ициент тяжести следует для наиболее тяжелых условий, которые могут встретиться в пределах проектируемых к отработке выемочных стол­ бов, по выражению:

где Сл = 1,5 - коэф ф ициент тяжести легкой кровли; а - коэффициент, учитываю­ щий изменение мощности пласта (верхнего слоя) при /п < 4 м, а = т ; а при т > 4 м, а = 4; b = /гф|о / т + З - отношение фактической мощности легкообрушающихся пород к их мощности, при которой кровля по нагрузочным свойствам относится к категории легкой.

Необходимый минимальный уровень несущей способности крепи Ри рассчи­ ты вается в зависим ости от ф актического ко эф ф и ц и ен та тяж ести кровли С фт, вычисленного по выражению ( 1 ), и вынимаемой мощности пласта или верхнего слоя m по формуле [5]:

Результаты расчетов несущей способности (удельного сопротивления) крепи для верхнего слоя пласта Улуг по изложенной выше методике, выполненные на основе представленньгх данных [1 ], приведены в таблице 2.

Коэффициенты тяжести кровли и сопротивление крепи пород кровли, Примечание. В числителе указаны значения коэф ф ициентов тяж ести кроили С'1 в знам енателе расчетные зн ачени я удельного сопротивления крепи - Рп, кН/мК ак показываю т расчеты, в условиях, где в непосредственной кровле пласта залегают легкообруш аю щ иеся породы мощностью h = 3 м, при вынимаемой мощ­ ности верхнего слоя 3+3,5 м в лавах может применяться крепь с удельным сопро­ тивлением 860-980 кН /м2. При отсутствии легкообрушающихся пород в непосред­ ственной кровле, то есть когда hno = 0 при той же мощности верхнего слоя удельное сопротивление крепи долж но составлять не менее 1180-1290 кН /м2.

При последовательной выемке пласта по схеме «слой-пласт» отработка лав по нижнему слою в условиях неслеживающихся обрушенных пород потребует ос­ тавления межслоевой защ итной пачки угля для обеспечения устойчивости кроли в призабойном пространстве лавы. По предварительному прогнозу толщ ина этой пачки в данных условиях будет составлять не менее 0,7-08, м. Для управления кров­ лей в лавах нижнего слоя мощ ностью до 3-4 м достаточно иметь крепь с сопротив­ лением порядка Ри = 600-700 кН /м2. При этом начальный распор крепи не должен быть более 0,6 Ри, чтобы не разруш ать целостность защ итной угольной пачки.

П ри выемке данного пласта без разделения на слои при вынимаемой мощно­ сти 4 5 м и наличии в непосредственной кровле легкообрушающихся пород мощ но­ стью не менее 3 м потребуется крепь с сопротивлением не менее 1100-1200 кН/м2, а при отсутствии непосредственно над пластом легкообрушаю щихся пород - 1400— 1500 кН /м2 (см. табл. 2).

Выемка пласта Улуг двумя слоями может осуществляться без оставления за­ щитных пачек угля у кровли и у почвы. При вынимаемой мощности пласта (слоя) 3 м и более следует предусмотреть, чтобы секции крепи были оборудованы противоотжимными устройствами для удержания угольного забоя.

На основании выполненных расчетов для лав по верхнему слою мощностью 3-3,5 м может быть рекомендована крепь отечественного производства M l38/4 четырехстоечный вариант с механизмом удержания забоя, имеющая конструктив­ ную высоту секций 1600-3500 мм, удельное сопротивление 1000-1200 кН/м2, или раз­ работанная ЗА О «Объединенная промышленная компания «МК» крепь М К Т П с удельным сопротивлением 1200 кН/м2, предназначенная для вынимаемой мощности 2,7-5,0 м (изготовитель - О А О «Тяжстанкогидропресс», г. Новосибирск).

В лавах по нижнему слою может применяться двухстоечный вариант мехкрепи М138/22 с удельным сопротивлением 600-650 кН /м2 или крепь 2М144Б с сопро­ тивлением 870 кН /м2.

Н а тех участках пласта, где его мощность составляет 4-5 м, может применять­ ся отечественная крепь 2 М 142/1 с сопротивлением 1500 кН /м 2.

1. Вертель А.Е. Детальная разведка Элегестского месторождения каменных углей (ма­ териалы к технико-экономическому обоснованию постоянных кондиций) ЗА О «Енисейская промыш ленная компания». Кызыл. 2009.

2. Громов Ю.В., Бычков Ю.Н., Кругликов В.П. Управление горным давлением при разработке мощных пологих пластов. М.: Н едра, 1985. 239 с.

3. Орлов А.А., Баранов С.Г., Мышлясв Б.К. К репление и управление кровлей в комплексно-механизированных забоях. М.: Недра, 1993. 284 с.

4. ГОСТ Р 52152-2003 «Крепи механизированные для лав. О сновные параметры. Общие технические требования». Утв. постановлением Госстандарта № 353-С Т от 09.12.2003 г.

5. Баранов С.Г. О сновны е направления дальнейш его соверш енствования оборудова­ ния выемочных участков // Записки горного института. 2006. Т. С. 91-93.

РАСЧЕТ НАГРУЖЕННОСТИ И СРОКА СЛУЖБЫ

МЕЖДУКАМЕРНЫХ ЦЕЛИКОВ ДЛЯ УСЛОВИЙ ИЛЕЦКОГО

МЕСТОРОЖДЕНИЯ КАМЕННОЙ СОЛИ

- коэффициент запаса прочности.

Схема к расчету сплошных и просеченных ленточных целиков приведена на рисунке.

Решение уравнения (1) основывается на следующих допущениях:

- нагрузка на целик создается массой толщи пород до земной поверхности;

- вертикальное напряжение в горизонтальном сечении целика распределяется равномерно;

- запас прочности с учетом полной статичности действия нагрузки на целик может быть взят минимальным 2,5-3,0.

Данные допущ ения справедливы для тех случаев, когда деф ормация целика прямо пропорциональна напряжению.

При напряж ении выше предела упругости состояние целика определяется деформациями ползучести. П роцесс ползучести разбивается на затухающую, ус­ тановившуюся и прогрессирующую стадии.

Л абораторными испытаниями на образцах установлено, что скорость деф ор­ мации на стадии установивш ейся ползучести зависит от величины отнош ения удельной нагрузки к прочности образца [3].

П о данным испытаний, для образцов каменной соли при значениях напряж е­ ний до 0,4асж характерны весьма низкие значения скорости деформации.

К ак показываю т натурные наблюдения, скорость деф ормации опорных эле­ ментов при том же отнош ении нагрузок к прочности выше, чем образцов.

Зависимость скорости деформации целика от относительной удельной нагрузки на стадии установивш ейся ползучести может быть представлена путем преобра­ зования формулы (1 ) в следующем виде:

где V - скорость деформации, мм/год; в и С - эмпирические коэффициенты; К и коэффициент нагрузки; а /,.ж- несущая способность целика, М Па.

Значение К и рассчитывается по формуле где К п - коэффициент, равный отношению ширины нагружающ его целик столба пород к ширине целика; К р - коэффициент разгрузки, учитывающий долю нагруз­ ки столба пород до земной поверхности; Кк - коэф ф ициент пригрузки, учитываю­ щий увеличение нагрузки на целик по сравнению с нагрузкой от столба пород до земной поверхности.

Н есущ ая способность целика рассчитывается по формуле где К п- коэффициент, учитывающий снижение несущей способности целика, про­ сеченного выработкой.

Значение коэф ф ициента К ф рассчитывается по формуле Значение К п по формуле где ан- ширина продольной выработки, м; а - ширина целика, м; h - высота целика, м.

В формуле (6 ) ш ирина целика и выработки может быть заменена соответствен­ но на плошадь.

Проведенными на рудниках № 1 и № 2 Илецкого месторождения каменной соли наблю дениями зарегистрированы следующие значения скорости деф орм а­ ции целиков: в междукамерном целике 3-ю - 4-ю рудника № 1-6 мм/год, в междукамерных целиках 6-7, 23-24, 25-26 и 39-40 рудника № 2-30; 19,2; 11,8 и 11,6 мм/год, соответственно.

Эти значения скорости деформации соответствуют определенным значениям относительной удельной нагрузки.

При расчете относительной удельной нагрузки должны учитываться особен­ ности геомеханической ситуации.

Особенность геомеханической ситуации на руднике № 1 состоит в том, что его выработанное пространство заполнено рассолом. Поэтому нагрузка на целики этого рудника снижается за счет противодавления, создаваемого столбом рассола до поверхности озер. К роме того, междукамерные целики подверглись размыву пресной водой при затоплении рудника № 1. Н а руднике № 2 просеченны е и сплошные междукамерные целики находятся в зонах влияния жестких опор, сни­ жающих нагрузки на целики. При перераспределении нагрузок ж есткие опоры испытывают действие пригрузки.

КГеомеханическая и горнотехническая ситуации на руднике № 1 в районе целика 3-ю - 4-ю следующие:

- ширина камер увеличилась после затопления рудника на 4 м (по 2 м от стен­ ки);

- глубина от земной поверхности до кровли камер 74 м, высота столба рассо­ ла до поверхности озер Н овое и Развал 64 м;

- парам етры системы разработки после затопления: ш ирина камеры 34 м, ширина меж дукамерного целика 12 м, ш ирина вентиляционного ш трека 2,5 м, ширина транспортной сбойки 3 м, высота целика 25 м.

Удельная нагрузка на целик с учетом противодавления рассола равняется (/ + a)p„gH - (/ + a ) p sg H | _ (34 +12) •2,15 •74 - (34 + 2,5) • 1, Несущая способность целика с учетом его ослабления вентиляционным ш тре­ ком и двумя транспортными сбойками на участке длиной 46 м равняется Относительная удельная нагрузка равняется сг/о'сж = 3,7/17,8 = 0,2.

2. Геомеханическая и горнотехническая ситуации в районе междукамерного целика 23-24 рудника № 2 характеризуются следующими данными:

- глубина от земной поверхности до кровли камер 255 м;

- ширина камеры 30 м;

- ширина просеченного и сплошного междукамерных целиков 25 м;

- ш ирина транспортного орта 5 м;

- высота целика 30 м;

- расстояние между массивом и околоштрековым целиком 2 0 0 м.

целиками на 20% равняется б2 > б3 всегда. Т о ж е самое относится к неравенству для главных де­ формаций. Если ж е величина одного из напряж ений наруш ает алгебраическое неравенство, то следует перенумеровать действую щ ие н ап ряж ен и я и изменить нумерацию осей напряж ений. П ри этом объемное н ап ряж енн ое состояние ста­ новится с изменяю щ имся видом нагружения и переходит в классификацию слож­ ного нагружения.

Таким образом, величина параметра Н адаи - Лоде определяет вид объемного напряженного состояния. П о величине параметра Надаи - Лоде для реализуемого деформирования определяется и вид деформирования. П арам етр цо использовал­ ся в паспорте прочности Е.И. Ш емякина.

Центральным и важным результатом экспериментов по определению ме ~ механических свойств углей и горных пород при действии объемного напряженного состояния на установках трехосного неравнокомпонентного сж атия (У ТН С ) сле­ дует считать определение видов объемного деформированного состояния и видов разруш ения горных пород и углей. П ри этом, виды нагружений и деформаций и параметры Н адаи - Лоде должны быть включены в перечень основных механи­ ческих свойств углей и горных пород.

М етодическая сущность проведенных механических испытаний на малопроч­ ных углях заклю чалась в возможности установления новых характерных механи­ ческих показателей и параметров энергетической ф ункции образцов углей. В ка­ честве аппаратуры при проведении механических испытаний использовались две установки трехосного неравнокомпонентного сжатия. Н а установке Д онецкого физико-технического института А Н УССБ [6 ] независимо регулируются главные напряж ения б,, б2, б, и фиксируются перемещения, пересчитываемые на деф орма­ ции е,, е2, е3. П ределы регулирования для призматических образцов с ребром равным 50 мм от 0,1 до 500 М П а. В установках УТНС, изготовленных и эксплуати­ рующихся в И Г Д им. А.А. Скочинского, также возможно нагружение образцов по схеме б, # б2 # б3 [7, 8 ].

П ри обработке результатов испытаний [9] оперируем терминами феномено­ логической механики сплошных сред. Величины б,, б2, б3, получаемые в результа­ те механических испытаний на У ТН С, являются напряж ениям и сжатия, поэтому им присваивается знак минус. То ж е самое относится и к величинам деформаций.

В таблице 1 п риводятся эксперим ентальны е данны е механических испытаний образов угля марки «Т» на У Т Н С Д онФ Т И при виде объемного напряж енного состоян ия «обобщ енного» сдвига при постоянном м иним альном сж имаю щ ем напряжении б, = -20,6 М П а, начиная с третьей отметки [9].

О бращ ает на себя внимание тот факт, что при всех сжимающих напряжениях, начиная с 8 -го номера, реализуется деформация растяж ения е,. Таким образом, мации даж е при значительных минимальных сжимающих напряж ениях - 20,6 М Па.

Этот результат м ож ет свидетельствовать о реализации процессов накопления по­ вреждаемости в образце.

Изменение величин напряжений и деформаций образца угля марки «Т»

при напряженном состоянии «обобщенного» сдвига (ца = 0) Для получения постоянных механической модели твердого тела (в том числе горных пород и углей) необходимо определить комплекс показателей и парам ет­ ров энергетической системы - функции механического состояния, перем енны е которой определяю т деф орм ирование и разруш ение образцов пород и горных массивов от реального объемного внешнего нагружения.

К характеристикам вида напряженного и деф ормированного состояния от­ носятся параметры Н адаи - Лоде для напряжений и деформаций Входящие в последние зависимости коэффициенты определяются следующи­ ми выражениями:

П о ф актору мощ ности угольного пласта наиболее характерная величина от­ носительного дельта-критерия для категории А не превыш ает 6 %, для категории В - 6 -й 5 % и для категории С, - 15-^50%.

О ценка правомерности интерполяции величин изучаемого признака в межскважинном пространстве, являющ аяся необходимым условием корректного при­ менения критериев разведанности, производится на основе сравнения значений общей и негеометризуруемой изменчивости признака, в условиях относительной незначимое™ влияния последней:

где Дс - средние значение абсолютного дельта-критерия разведанности (характе­ ризующая уровень негеометризуруемой изменчивости); о - среднеквадратичес­ кое отклонение значений признака от его среднего значения (характеризую щ ая общий уровень изменчивости); если число используемых измерений (п) меньше 30, то рассчитанное по классической формуле значение а долж но быть увеличено за счет введения поправки М иллера-Кона, т. е. умножена на величину:

В случае, если величина К > 0,8, делается вывод о неправомерности интерпо­ ляции зн ачен ий п р и зн ак а в м еж скваж инном п ространстве и, соответственно, о невозможности построения его изолиний и оценки достоверности его изучения с помощью критериев разведанности. В соответствии с существующими представ­ лениями, в случае отсутствия правомерности интерполяции мощности пласта, до­ стоверность запасов долж на быть оценена не выше категории С г Исключение могут составлять только случай, когда необходимость вскрытия геометрических закономер­ ностей изменения мощности не имеет принципиального значения. К ак правило, это относится к выдерж анным по мощности пластам.

В результате анализа накопленного опыта проведения экспертиз Э кспертно­ технический Совет ФГУ «Государственная комиссия по запасам полезных иско­ паемых» (уполномоченного органа России по проведению государственной гео­ логической эксп ерти зы ) рекомендовал прим енение излож енной методики для оценки точности и достоверности определения основных подсчетных параметров, установления количественных квалификационных показателей при категоризации и подсчете запасов углей на месторождениях Кузбасса, а также при государствен­ ной экспертизе материалов геологоразведочных работ.

МНОГОМЕРНЫЙ СТАТИСТИЧЕСКИЙ МЕТОД

ГЕОМЕТРИЗАЦИИ И ОЦЕНКИ МЕСТОРОЖДЕНИЙ

ПОЛЕЗНЫХ ИСКОПАЕМЫХ

П ри реш ении всех этих вопросов постоянно требуется соверш енствование технологий сбора и обработки геолого-маркшейдерской информации, повышение точности и достоверности получаемых границ. При этом, поскольку речь идет о больших массивах варьирующ их значений одновременно наблюдаемых геолого­ маркшейдерских показателей, большое значение для их анализа и интерпретации приобретаю т методы многомерной математической статистики. И менно тогда ав­ тор познакомился с методами разграничения геологических объектов по комплексу признаков, разработанны ми в Академии Наук СССР проф. Д.А. Родионовым, уче­ ники которого являю тся соавторами настоящей статьи. Особенностью и практи­ ческим значением этих методов является то, что они позволяю т при построении чает противоречия в определении положения границ, которые неизбежно возни­ кают, если границы строятся по каждому признаку раздельно. В данной вероятно­ стной модели многомерность понимается именно в геологическом смысле, а не так, как это принято сейчас в компьютерных каркасных ЗО-моделях, остающихся одномерными с точки зрения признакового пространства.

К сожалению, эти передовые для того времени методы не могли быть в пол­ ной мере реализованы и доведены до уровня промышленных технологий при ж из­ ни проф. Д.А. Родионова в силу отсутствия в то время компью теров необходимой мощности и ГИС-технологий, позволяющих быстро осуществлять визуализацию и анализ численных реш ений. О днако в настоящее время данное теоретическое на­ правление п олучило дальнейш ее развитие на каф едре м аркш ейдерского дела М осковского горного университета под общим руководством проф. В.Н. П опова и проф. В.Н. Руденко с целью создания новых многомерных методов геометриза­ ции и оценки полезных ископаемых, основные полож ения которых, а такж е неко­ торые иллюстрирующие их практические результаты будут рассмотрены ниже.

Предлагая одномерные модели (по числу моделируемых с помощью детерми­ нированной пространственной переменной геологических показателей), предста­ вители геостатистики нередко настаивают на том, что случайная величина вообще не подходит для моделирования геологических показателей, поскольку эксперимент в геологии не удовлетворяет следующим условиям: 1 ) возможности бесконечного повторения испытания; 2 ) независимости результата каждого такого испытания от результатов всех предш ествую щ их испытаний. «Если, наприм ер, испытание состоит в отборе пробы в точке с координатами х, у, z, то содерж ание металла в такой пробе будет единственным, физически определенным и ни в коей мере не случайным. Н ет никакой возможности повторения испытания, т.е. условие 1 не выполняется. О днако мож но отобрать новую пробу не в точке х, у, z, а в непосред­ ственной близости от н е е.... Но тогда нарушается условие 2» [7].

С казанное трудно отрицать, но давайте зададимся вопросом: а о каком испы­ тании в данном случае идёт речь и кт о его проводит - лицо, отбирающ ее пробу, или же природа? И является ли геолог экспериментатором или скорее наблюдате­ лем, фиксирующим события в ходе независимо от него разворачивающегося (или за­ вершившегося) геологического процесса с целью понять его скрытую внутреннюю структуру и вывести внутренние параметры, проявляю щ иеся в виде реализаций тех или иных случайных величин?

Ж. М атерон, видимо, не учёл того обстоятельства, что, хотя теория вероятно­ стей действительно описывает только повторяю щ иеся в большом числе события, существует не один, а как минимум три класса таких событий [8 ]:

1. Одно и то же событие повторяется несколько раз, причём условия, при ко­ торых соверш ается это событие, возвращ аю тся к одному и тому же начальному состоянию перед каждым повторением. Примеры: серия подбрасываний монеты, повторные измерения физической величины;

2. Одно и то же событие, меняющееся со временем, наблюдается некоторое ко­ личество раз в последовательные моменты времени. Пример: положение частицы в броуновском движении, наблюдаемое в микроскоп в различные моменты времени;

3. Несколько различных событий, которые могут быть рассматриваемы в рам ­ ках данной проблемы, принадлеж ат к одному и тому же виду и наблюдаются од­ новременно. Примеры: полож ения нескольких броуновских частиц, наблюдаемых различных участков; продолжительность работы некоторого количества электри­ ческих лампочек.

Очевидно, что в геологии мы сталкиваемся с третьим классом случайных со­ бытий, тогда как Ж. М атерон имеет в виду первый. Поэтому, не отрицая значения пространственной переменной в принципе, невозможно согласиться с интерпрета­ цией именно геологического показателя как функции точки или пространственных координат. И, напротив, случайная величина Е( = {Е,п, %,..., адекватной моделью геологического объекта.

П окажем, что уже само представление месторождения полезных ископаемых с помощью вероятностной модели сразу приводит к новым для геологии нетриви­ альным результатам, поскольку позволяет использовать для их нахождения аппа­ рат математической статистики. Воспользуемся простым одномерным примером из классической монографии Ж. М атерона [7]. Речь идет о совокупности замеров мощности пласта, расположенных в виде сетки 20x30 через 10 м.

В этом случае рассматриваемый пласт изображен классически в виде непре­ рывной топоповерхности в изолиниях мощности. К акие либо внутренние границы при этом не фиксируются. В случае использования вероятностной модели мощ­ ность моделируется как случайная величина, что позволяет объективно установить участки стабильного поведения данного показателя. Эти участки и, соответствен­ но, границы между ними, отвечаю т однородным в смысле некоторого критерия группам наблюдений, обладающим устойчивыми статистическими характеристи­ ками (например, средним значением). Имея эти характеристики, можно построить оценку для любого выемочного блока (например, методом средневзвешенного). При этом положение такого блока внутри того или иного однородного участка мини­ мизирует погрешность оценки (здесь: мощности).

Но, безусловно, наиболее полно преимущества вероятностной модели прояв­ ляются при переходе от одномерного пространства к многомерному, когда иссле­ дуются области стабильного поведения всего ком плекса исследуемых показате­ лей и границы, на которых происходит нарушение этой стабильности.

Критерий для проверки гипотезы об однородности выборочной совокупности X\ = {хп, ха,..., x tj,..., xlm t = 1, п, предложен Родионовым [9] и задан на множе­ стве разбиений второго порядка:

где х '. 'и хУ - средние арифметические значения признака с номером у, вычис­ ленные для каждой из двух групп, на которые разделён набор из п наблюдений;

и ( и п 2 - число наблюдений в каждой из этих групп; s.2 - оценка дисперсии призна­ ка с номером у, вычисленная в предположении равенства дисперсий обеих групп, на которые делится совокупность.

Если проверяем ая гипотеза верна, то v(R2) будет представлять собой значе­ ние случайной величины, распределённой как ч2 с т степенями свободы. Т.о., ги­ потеза об однородности принимается, если m ax v(R2) = x 2 и отклоняется, если m ax v(R2 > %qm. В последнем случае объект может быть разделён как минимум на тот, которому соответствует m ax v(R2 [9].

Следует отметить, что месторождения нередко представлены десятками ты ­ сяч проб, в каждой из которых определяется множество показателей (например, содержаний компонентов). В этих условиях разграничение всей совокупности дает избыточные границы, затрудняю щ ие его интерпретацию. О грубление путем по­ нижения уровня значимости нарушает ряд исходных посылок модели, что ведет к дополнительным искажениям. Поэтому было предлож ено новое реш ение, осно­ ванное на последовательном агрегировании однородных групп, полученных при обычном уровне значим ости. Н а рис. 1 п оказана п роцедура агрегирован и я, т.е.

устранения ф луктуаций. О на п рекращ ается, когда заф и кси ро ван резкий рост критерия.

Рис. 1. А грегирование однородных групп (критерий tau) Распространяя процедуру агрегирования на случай множества подпространств Г, из которых состоит пространство Т, можно построить модель месторождения как неупорядоченный по s класс Е п непересекающихся линейно упорядоченных множеств Т (например скважин, профилей и т.д.) m -мерных случайных величин.

В результате п роверки гипотезы об однородности Т происходит вы деление и прослеж ивание рудных тел, типов и сортов руд, марок угля и т.д. от одной выра­ ботки к другой.

В качестве примера рассмотрим модель геометризации Орловского колчедан­ но-полиметаллического месторождения (Рудный Алтай) на основе данных количе­ ственного атомно-адсорбционного анализа на Си, Zn, Pb, Ва, Fe, Аи, Ag по метровым интервалам рудного керна эксплуатационных разведочны х скваж ин, пробурен­ ных в 1989-1992 г.г. между 8-9 и 8-7 горизонтами на полную мощность рудных тел в рамках проекта по изучению распределения благородных металлов в рудах и вме­ щающих породах Орловского месторождения. При этом использованы данные наблю дений по 58 скваж инам (рис. 2). Н иж е в таблице приведены основны е ста­ тистические характеристики полученных однородны х совокупностей, соответ­ ствующих природным типам руд.

Статистические характеристики однородных групп М едно-колчеданный (2) 18, Полиметаллический (4) 36, Ранее на месторождении выделялось более 11 природных типов руд [10], на­ ходящихся в крайне противоречивых пространственных отнош ениях и поэтому отрабатывавшихся валовым способом. Как видно из таблицы и рис. 2, многомер­ ная модель позволяет выделить 5 устойчивых природных типов руд, закономерно локализованны х в пространстве, построить их границы и дать количественную оценку всего комплекса показателей. По суммарному содерж анию РЬ и Zn эти природные типы могут быть объединены в два основных промыш ленных техно­ логических сорта: I) барит-полиметаллический (4 и 5 природны е типы) и II) мед­ но-колчеданно-цинковы й (1, 2 и 3 природные типы). Эти сорта, выделяемы е для раздельного обогащ ения, различаются по суммарному содержанию РЬ и Zn (для сорта П суммарное содерж ание РЬ + Zn < 1,0). Данное соотнош ение полностью соответствует тому, которое принято на комбинате. О днако теперь эти сорта вы­ делены в недрах, т.е. в массиве, а не в результате сортировки уже отбитой руды, что создает объективн ы е предпосылки для эф ф екти вн ого ф ун кц ион и рован ия системы управления качеством путём селективной посортовой отработки и сокра­ щения объёмов покусковой сортировки добытых руд.

1. Rafat, G. (1988): Entwicklung und Anwendung von ED V -Program m en zur Quantifizierung von G renzen der tektonischen B eanspruchung und von geotechnisch wichtigen D aten in der SteinkohlenlagersU tte des Ruhrgebietes. VII. Internationaler Kongress fur M arkscheidew esen UdSSR, Leningrad 28. Juni-2. Juli 1988, Sammelband IV.

2. Rafat, G. (1985): Prognose von Gebirgsschlaggefahr. IV. Tektonik und Gebirgsschlaggefahr.

Bergbau-Forschung G m bH, 49 S., 18 Abb. Essen 1987.

3. Rafat, G., Palm, H.J., Ehrhardt, W., Kuschke, M. (1990): Е тП и Я des A bbaus auf die G ebirgsauflockerung und betriebliche Folgerungen fur die Abbaufiihruug.G liickauf 126 (1990) Nr. 21/22.

4. Ehrhardt und Rafat (1983): Die Bedeutung der tektonischen Beanspruchung fur den Steinkohlenbergbau im R uhrkarbon. Gluckauf-Forschungshefte, Jg 44 (1983), H. 1, Essen.

5. Rafat, G. (1991): Verfahren zur Erm ittlung von Durchlassigkeiten in Endlagerungsdeponien zur Abschfltzung der muglichen K ontam ination der B io sp lw e. Das M arkscheideswesen 98 (1991) Nr.'l.

6. Rafat, John und G raf (1988): E rm ittlung p o ten tieller G esteinsausbruchzonen beim Streckenvortrieb und im A bbau. Gluckauf-Forschungshefte, Jahrgang 49 (1988) Nr. 6, Dezember.

7. Матерон Ж. О сновы прикладной геостатистики. М.: Мир, 1968. 488 с.

8. Арлей Н., Бух К. Введение в теорию вероятностей и математическую статистику. М.: Изд-во иностранной литературы, 1951. 246 с.

9. Родионов Д.А. Статистические реш ения в геологии. М.: Н едра, 1981. 231 с.

10. Попов В.Н., Руденко В.В., Бадамсурэн X. и др. О ценки недропользования. М.: Издво Академии Горных наук, 2001. 296 с.

ОСОБЕННОСТИ

ЗОНАЛЬНОГО РАСПРЕДЕЛЕНИЯ

СОДЕРЖАНИЙ АЛМАЗОВ В КИМБЕРЛИТОВЫХ

ТРУБКАХ

А лмазоносность кимберлитовых месторождений подразумевает в основном такие параметры как общ ее содерж ание, содерж ание по классам крупности ал­ мазов, их изм енчивость, частоту встречи ювелирных и крупных алмазов. Эти основные факторы определяю т методику оценки и разведки алмазных месторож­ дений. Распределение по содержанию, средней массе кристаллов алмазов и выхо­ ду ювелирных камней в кимберлитовых трубках неравномерное, характеризуется в основном логнормальным или близким к нему распределением (рис. 1 ).

Распределение алмазов по горизонтали в пределах одного однородного руд­ ного столба или геологического блока также неравномерное, представляет собой высокочастотную изменчивость, обусловленную случайным чередованием относи­ тельно богатых, средних и бедных по содержанию участков. Эти участки обычно имеют значимое различие по количеству и содержанию алмазов и незначительно изменяются по их весовой характеристике.

Н аличие участков с относительно высокой концентрацией обусловлено пре­ имущественно большим количеством кристаллов алмазов, а не наличием алмазов крупного класса. В пределах рудного тела или выделенного геологического блока обычно существует преобладание площади с относительно бедным и средним уров­ нем содерж ания, богатые участки встречаются крайне редко.

верхней части кимберлитовой трубки: 1 - по общему содержанию алмазов (в уел. ед.);

2 - по весовой характеристике алмазов (в уел. ед.); 3 - по количеству кристаллов Достоверность данных кернового опробования для определения содержаний алмазов в кимберлите зависит как от гранулометрии, так и от особенностей рас­ пределения алмазов в рудном теле. Установлено что в крупных месторождениях имеется неоднородный характер распределения алмазов, который выражается в случайном чередовании участков с бедным, средним и богатым содержанием. При этом богатые участки занимают относительно малый объем, но запасы алмазов в них значительны. Повышенные значения содержаний алмазов в таких участках связано, главным образом, с увеличением числа кристаллов.

Таким образом, одним из важнейших условий обеспечения достоверности определения средних содержаний алмазов при разведке является решение вопро­ са о доле богатых участков в среднем содержании и общих запасах месторождения.

Истинное влияние богатых участков на общие запасы алмазов (среднее содержа­ ние) выявляется лишь при достижении значительных равномерно распределен­ ных объемов опробования. Оценка содержаний по меньшим объемам опробования в большинстве случаев занижает истинное содержание алмазов. Предполагаемая по теоретическим предпосылкам высокая вероятность систематического заниже­ ния содержания алмазов, определяемого по разведочным керновым пробам, под­ тверждается большим объемом фактического материала. Вместе с тем увеличе­ ние общих объемов опробования при разведке до вполне представительных ( и более тонн), связано значительным увеличением объемов буровых работ, что экономически нецелесообразно.