Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов

Разработан алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния горного массива при отработке свиты сближенных угольных пластов в условиях Львовско-Волынского бассейна. Установлены границы зон повышенного горного давления в кровле и почве вынимаемого пласта. Обоснованы параметры ведения очистных р...

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Дата:	2015
Автори:	Наливайко, Я.М., Акимов, О.А., Дяченко, А.П., Павличенко, А.В.
Формат:	Стаття
Мова:	Russian
Опубліковано:	УкрНДМІ НАН України, Інститут геотехнічної механіки НАН України 2015
Назва видання:	Розробка родовищ
Теми:	Розробка вугільних родовищ
Онлайн доступ:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/104617
Теги:	Додати тег Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:	Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов / Я.М. Наливайко, О.А. Акимов, А.П. Дяченко, А.В. Павличенко // Розробка родовищ: Зб. наук. пр. — 2015. — Т. 9. — С. 43-53. — Бібліогр.: 7 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-104617
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-1046172016-07-14T03:02:13Z Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов Наливайко, Я.М. Акимов, О.А. Дяченко, А.П. Павличенко, А.В. Розробка вугільних родовищ Разработан алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния горного массива при отработке свиты сближенных угольных пластов в условиях Львовско-Волынского бассейна. Установлены границы зон повышенного горного давления в кровле и почве вынимаемого пласта. Обоснованы параметры ведения очистных работ в зонах повышенного горного давления. Розроблено алгоритм розрахунку напружено-деформованого стану гірського масиву при відпрацюванні світи зближених вугільних пластів в умовах Львівсько-Волинського басейну. Встановлено межі зон підвищеного гірського тиску в покрівлі та підошві пласта, що виймається. Обґрунтовано параметри ведення очисних робіт у зонах підвищеного гірського тиску. Algorithm of rock massif stress-strain state calculation is developed when mining a suite of adjacent coal seams under conditions of Lviv-Volyn basin. The boundaries of increased rock pressure zones in the roof and bottom of the seam being mined are established. Stoping parameters in increased rock pressure zones are substantiated. 2015 Article Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов / Я.М. Наливайко, О.А. Акимов, А.П. Дяченко, А.В. Павличенко // Розробка родовищ: Зб. наук. пр. — 2015. — Т. 9. — С. 43-53. — Бібліогр.: 7 назв. — рос. 2415-3435 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/104617 622.833.5 ru Розробка родовищ УкрНДМІ НАН України, Інститут геотехнічної механіки НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
topic	Розробка вугільних родовищ Розробка вугільних родовищ
spellingShingle	Розробка вугільних родовищ Розробка вугільних родовищ Наливайко, Я.М. Акимов, О.А. Дяченко, А.П. Павличенко, А.В. Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов Розробка родовищ
description	Разработан алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния горного массива при отработке свиты сближенных угольных пластов в условиях Львовско-Волынского бассейна. Установлены границы зон повышенного горного давления в кровле и почве вынимаемого пласта. Обоснованы параметры ведения очистных работ в зонах повышенного горного давления.
format	Article
author	Наливайко, Я.М. Акимов, О.А. Дяченко, А.П. Павличенко, А.В.
author_facet	Наливайко, Я.М. Акимов, О.А. Дяченко, А.П. Павличенко, А.В.
author_sort	Наливайко, Я.М.
title	Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов
title_short	Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов
title_full	Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов
title_fullStr	Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов
title_full_unstemmed	Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов
title_sort	алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов
publisher	УкрНДМІ НАН України, Інститут геотехнічної механіки НАН України
publishDate	2015
topic_facet	Розробка вугільних родовищ
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/104617
citation_txt	Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов / Я.М. Наливайко, О.А. Акимов, А.П. Дяченко, А.В. Павличенко // Розробка родовищ: Зб. наук. пр. — 2015. — Т. 9. — С. 43-53. — Бібліогр.: 7 назв. — рос.
series	Розробка родовищ
work_keys_str_mv	AT nalivajkoâm algoritmrasčetanaprâžennodeformirovannogosostoâniâporodnogomassivaprirazrabotkesvitpologihugolʹnyhplastov AT akimovoa algoritmrasčetanaprâžennodeformirovannogosostoâniâporodnogomassivaprirazrabotkesvitpologihugolʹnyhplastov AT dâčenkoap algoritmrasčetanaprâžennodeformirovannogosostoâniâporodnogomassivaprirazrabotkesvitpologihugolʹnyhplastov AT pavličenkoav algoritmrasčetanaprâžennodeformirovannogosostoâniâporodnogomassivaprirazrabotkesvitpologihugolʹnyhplastov
first_indexed	2025-07-07T15:37:01Z
last_indexed	2025-07-07T15:37:01Z
_version_	1837003043671900160
fulltext	43 УДК 622.833.5 © Я.М. Наливайко, О.А. Акимов, А.П. Дяченко, А.В. Павличенко Я.М. Наливайко, О.А. Акимов, А.П. Дяченко, А.В. Павличенко АЛГОРИТМ РАСЧЕТА НАПРЯЖЕННО- ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПОРОДНОГО МАССИВА ПРИ РАЗРАБОТКЕ СВИТ ПОЛОГИХ УГОЛЬНЫХ ПЛАСТОВ Разработан алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния горного массива при отработке свиты сближенных угольных пластов в условиях Львовско- Волынского бассейна. Установлены границы зон повышенного горного давления в кровле и почве вынимаемого пласта. Обоснованы параметры ведения очистных работ в зонах повышенного горного давления. АЛГОРИТМ РОЗРАХУНКУ НАПРУЖЕНО-ДЕФОРМОВАНОГО СТАНУ ПОРОДНОГО МАСИВУ ПРИ РОЗРОБЦІ СВІТ ПОЛОГИХ ВУГІЛЬНИХ ПЛАСТІВ Розроблено алгоритм розрахунку напружено-деформованого стану гірського масиву при відпрацюванні світи зближених вугільних пластів в умовах Львівсько-Волинського басейну. Встановлено межі зон підвищеного гірського тиску в покрівлі та підошві пласта, що виймається. Обґрунтовано параметри ведення очисних робіт у зонах підвищеного гірського тиску. ALGORITHM OF ROCK MASSIF STRESS-STRAIN STATE CALCULATION WHEN MINING A SUITE OF FLAT COAL SEAMS Algorithm of rock massif stress-strain state calculation is developed when mining a suite of adjacent coal seams under conditions of Lviv-Volyn basin. The boundaries of increased rock pressure zones in the roof and bottom of the seam being mined are established. Stoping parameters in increased rock pressure zones are substantiated. ВВЕДЕНИЕ Львовско-Волынский бассейн, к которо- му относятся шахты ГП «Львовуголь», ха- рактеризуется специфическими особенно- стями геологического строения, связанными с его образованием и историей геологиче- ского развития. Разрабатываемая свита включает пласты n7 н, n7, n7 в, n8, n8 в и n9. Мощности этих пластов изменяются в пре- делах 0,6 – 1,8 м, мощности междупластий – от 7 до 28 м. Верхний пласт n8 в является од- ним из основных промышленных пластов и интенсивно разрабатывается почти всеми Великомостовскими шахтами Червоноград- ского геолого-промышленного района. Этот пласт, как и пласт n7 н, отработан на значи- тельных площадях. В настоящее время очи- стные работы ведутся в основном по пла- стам n7 н, n7 в, n8 и n8 в на глубине Н = 360 – 560 м. Углевмещающие породы – песчани- ки, аргиллиты и алевролиты [1]. На полях шахт Червоноградского гео- лого-промышленного района почти повсе- 44 местно основную кровлю рабочих уголь- ных пластов слагают песчаники. В север- ной части района песчаники устойчивы и имеют пределы прочности на сжатие 70 – 100 МПа. В кровле пластов n8 и n8 в они до- вольно устойчивые, а в почве пластов n8 в и n7 н нередко залегают песчаники – «куче- рявчики» с прочностью 30 – 50 МПа. В настоящее время на шахтах Львов- ского региона принята панельная схема подготовки. Запасы отрабатываются длин- ными столбами обратным ходом с исполь- зованием механизированных комплексов КМК97М, КМ98, КМ87 и КМ88. Наибольшие запасы сосредоточены в пластах n9, n8 в и n7 в. Специфика их разработ- ки заключается в неоднократной подработке и надработке, в наличии краевых частей и целиков смежных пластов, создающих зна- чительную концентрацию напряжений. При этом большинство лав работает в зонах по- вышенного горного давления (ПГД), а именно 81% лав в зонах влияния целиков и краевых частей, из них 56,4% – в зонах ПГД от целиков, оставляемых по двум-трем пла- стам одновременно. Это приводит к тому, что среднеустойчивая кровля переходит в разряд неустойчивой, наблюдаются частые вывалы пород, используемые механизиро- ванные комплексы оказываются неработо- способными. Для обеспечения эффективной работы лав в зонах ПГД необходимо установить адекватные значения силовых и геометриче- ских параметров механизированной крепи, а также определить наиболее рациональную скорость подвигания очистного забоя в кон- кретных горно-геологических условиях. Все это требует проведения тщательного анали- за напряженно-деформированного состоя- ния (НДС) слоистого неоднородного масси- ва вокруг очистной выработки с учетом подработки и надработки и наличия в ис- следуемой области целиков и краевых час- тей сближенных угольных пластов. При этом необходимо не только установить картину НДС в исследуемой области мас- сива, но и выполнить его анализ с помо- щью того или иного критерия прочности пород. Чаще всего считается, что дейст- вующие максимальные напряжения не должны превышать пределов прочности пород на сжатие или растяжение. Расчетные алгоритмы, создаваемые для определения напряжений и перемещений в вышеупомянутых областях, должны учи- тывать структуру и геометрические разме- ры исследуемой области массива, включая несущие элементы и зоны надработанных и (или) подработанных пород, физико- механические характеристики угля и меж- дупластьев, глубину разработки, фактор времени и скорость подвигания очистного забоя [2 – 6]. РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ Цель работы заключается в создании алгоритма расчета НДС породного массива при разработке сближенных угольных пла- стов в условиях Львовско-Волынского бас- сейна. Для достижения поставленной цели были выполнены теоретические, приклад- ные и экспериментальные исследования НДС неоднородного слоистого массива применительно к разработке свиты сбли- женных угольных пластов в сложных гор- но-геологических условиях. Теоретические исследования включали анализ горно-геологических и горнотехни- ческих условий, анализ существующих подходов к решению родственных задач, выбор метода определения и критерия оценки НДС исследуемой области массива, обоснование расчетных схем. Величины и характер распределения напряжений и перемещений в породном массиве при выемке свиты пластов зависят от целого ряда факторов, основными из которых являются мощность угольных пластов и междупластьев, физико- механические свойства угля и вмещающих пород, глубина разработки, наличие в ис- следуемой области надработанных, подра- ботанных пород, целиков и краевых частей пластов. Все эти факторы должны быть уч- 45 тены в алгоритме определения коэффици- ентов концентрации напряжений, а значит, по возможности, должны найти отражение в расчетных схемах. Две расчетные схемы, типичные для условий шахт ГП «Львов- уголь», изображены на рис. 1. Они вклю- чают пласты n7 н, n7 в и n8. a x y λγΗ γΗ b = 70 м m 1 m 2 m 3 h 2 h 1 γΗ l Песчаник Аргиллит Алевролит Алевролит lн = 150 м L n8 n в7 nн7 l1 VIII I IIIII IV V VI VII б x y λγΗ γΗ b = 70 м m 1 m 2 m 3 h 2 h 1 γΗ l n8 n в7 nн7 Песчаник Аргиллит Алевролит Алевролит lп = 150 м L l1 VIII I II III IV V VI VII Рис. 1. Расчетные схемы при движении лавы на краевую часть смежного пласта: работа по пласту n7 в в условиях надработки (а) и подработки (б) Очистные работы ведутся по пласту n7 в мощностью m = 0,6 – 0,7 м на глубине =Н 520 м. Мощности m1 и m3 пластов n7 н и n8 соответственно равны 1,3 – 1,6 и 1,4 – 1,6 м, а мощности междупластьев h1 и h2 изменяются в пределах 12 – 16 и 9 – 12 м. Данные схемы позволяют исследовать со- стояние почвы и кровли пласта n7 в при подходе очистных работ к краевой части вышерасположенного пласта n8 (условия надработки, рис. 1, а) и нижерасположен- ного n7 н (условия подработки, рис. 1, б). Расчеты выполняли при различных зна- чениях расстояния от очистного забоя по разрабатываемому пласту n7 в до краевой части вышерасположенного пласта n8 или до краевой части нижерасположенного пла- ста n7 н (положения I − VIII на рис. 1, а и б). Для выяснения наиболее рационально- го направления ведения очистных работ, кроме случаев подходов лав к краевым частям смежных пластов и работы в зонах этих краевых частей, рассматривались еще и случаи выхода лав из-под краевых частей смежных пластов (рис. 2, а и б, положения забоя I − VI). а x y λγΗ γΗ b = 70 м m 1 m 2 m 3 h 2 h 1 γΗ l Песчаник Аргиллит Алевролит Алевролит lн = 150 м L n8 n в 7 n н 7 l1 VIII I IIIII IV V VI VII б x y λγΗ γΗ b = 70 м m 1 m 2 m 3 h 2 h 1 γΗ l 8n n в 7 nн7 Песчаник Аргиллит Алевролит Алевролит lп = 150 м I II III IV V VI Рис. 2. Расчетные схемы при выходе лавы из зоны краевой части смежного пласта: работа по пласту n7 в в условиях надработки (а) и подработки (б) Расчетные схемы, изображенные на рис. 3, предназначены для оценки влияния целика на НДС кровли и почвы разрабаты- 46 ваемого пласта в случаях, когда целик на- ходится над пластом (рис. 3, а) и под пла- стом (рис. 3, б). НДС исследуемой области массива ана- лизируется при различных взаимных рас- стояниях очистного забоя и целика: на под- ходе забоя к границе целика (положение I), линия забоя совпадает с границей целика (положение II), линия забоя совпадает со средним сечением целика (положение III), забой под второй границей целика (положе- ние IV) и забой за целиком (положение V). Действующая нагрузка в расчетных схемах – вес пород: в вертикальном на- правлении на бесконечности – Нγ , а в го- ризонтальном – Нλγ . Оценка устойчиво- сти кровли и почвы разрабатываемых пла- стов выполняется по критерию П.П. Ба- ландина [7], который имеет вид ( )( ) ( ) ( ) ( ) [ ]σ σσψσσψσσψ σ ≤ +++−++− = 2 411 2 3 2 1 2 31 2 31 экв , (1) где 1σ и 3σ – наибольшее и наименьшее главные напряжения, МПа; ср / σσψ = ; рσ и сσ – пределы проч- ности породы на растяжение и сжатие, МПа; [σ] – допустимое напряжение, равное зр кσ в зонах растяжения и зс кσ в зо- нах сжатия ( рσ и сσ – средние значения пределов прочности пород на растяжение и сжатие, а зк – коэффициент запаса проч- ности). В частности, по критерию (1) устанав- ливаются границы области предельного напряженного состояния над лавой. Весом пород в этой области создается нагрузка 0Р на механизированную крепь в лаве. К ней необходимо прибавить дополнитель- ную нагрузку q(V), равную 0,03P(V), опре- деляемую с учетом фактора времени. Задача определения НДС исследуемой области массива решается методом гра- ничных элементов в той его модификации, которую принято называть методом фик- тивных нагрузок. Базовым является анали- тическое решение известной задачи Кель- вина о действии нормальных и тангенци- альных сил, равномерно распределенных на отрезке, произвольно ориентированном в бесконечной упругой среде. Основными этапами расчета являются: – аппроксимация границ исследуемой области конечными элементами и введение в каждую из них фиктивных нормальных nР и тангенциальных sP сил; – задание граничных условий в элемен- тах свободных контуров и условий совме- стности деформаций в элементах смежных контуров «кровля – целики» и «целики − почва»; – получение с помощью базового ре- шения аналитических соотношений для напряжений и перемещений в каждом из граничных (в т.ч. смежных) элементов, выраженных через неизвестные фиктивные силы nР и sP ; – вычисление по полученным соотно- шениям коэффициентов влияния напряже- ний и перемещений; – формирование системы уравнений для определения сил nР и sP в соответст- вии с заданными граничными условиями и условиями совместности деформаций; – решение полученной системы алгеб- раических уравнений (в разработанном ал- горитме используется метод Гаусса), вы- числение сил nР и sP , обеспечивающих выполнение заданных граничных условий и условий совместности деформаций; – вычисление напряжений и смещений в исследуемой области от найденных сил и заданной нагрузки, которые вместе обес- печивают выполнение заданных условий. 47 а nв7 x λγΗ γΗ m 1 m 2 m 3 h 2 h 1 lц =50 м γΗ l песчаник аргиллит алевролит y алевролит lн =100 м lн =100 м 8n n7 L =30 м I II III IV V L = 30 м б n в 7 x λγΗ γΗ m 3 m 2 m 1 h 2 h 1 lц = 50 м γΗ l песчаник аргиллит алевролит y алевролит lп = 100 м lп = 100 м n8 n н 7 L= 30 м I III IV V Рис. 3. К оценке влияния целика: а – целик над очистным забоем; б – целик под очистным забоем Соотношение для перемещений в на- правлении нормали к i-му граничному элементу i nu и в направлении касательной к нему i su записываются в виде        += += == == N j j n ij sn N j j s ij ss i s N j j n ij nn N j j s ij ns i n PBPBu PBPBu 11 11 . (2) Соотношения для соответствующих напряжений i-го элемента имеют вид        += += == == N j j n ij sn N j j s ij ss i s N j j n ij nn N j j s ij ns i n PАPА PАPА 11 11 σ σ . (3) В соотношениях (2) и (3) N − количест- во граничных элементов; ij ssB , ij snB , ij nsB , ij nnB − коэффициенты влияния перемеще- ний; ij ssА , ij snА , ij nsА , ij nnА − коэффициенты влияния напряжений. Собственные коэффициенты влияния, характеризующие вклад «фиктивных» на- грузок i nP и i sP i-го элемента на смещения и напряжения самого i-го элемента, при 0=== γyx имеют вид ( ) .A;AA ;AA;AA ;alna G BB;BB ii tt ii tn ii ts ii nn ii ss ii ns ii sn iiii nn ii ss ii ns ij sn ν ν νπ ν − ⋅=== ==== − −−==== 12 10 2 10 14 430 (4) Компоненты «фиктивных» нагрузок i nP и i sP выполнены на примере расчетной схемы, изображенной на рис. 1, б. Она включает шесть областей (рис. 4): C1 – по- родный массив в почве пласта n7 н; C2 – краевая часть угольного пласта n7 н; C3 – от- работанная область, заполненная обрушен- ными породами; C4 – междупластье; C5 – угольный пласт n7 в; C6 – кровля пласта n7 в. Границы областей кC ( 61,к = ) аппрокси- мируются соответственно Nк элементами. В нашем случае N1 = 44, N2 = 29, N3 = 61, N4 = 154, N5 = 131, N6 = 110. Тогда 48 == к кNN 529. Номера элементов и на- правления обхода границ областей для рас- сматриваемой схемы указаны на рис. 4. Смежные контуры на этом рисунке услов- но раздвинуты. γН λγН С1 С2 С3 С4 С5 С6 1 59 x 44 15 45 58 73 74103 134 135 148 149178 179 243 288 289 353 418 420 484 485 529 у 60 104 105 244 354 419 14 Рис. 4. Конечно-элементная аппроксимация границ В общем виде исходная система алгеб- раических уравнений с N2 неизвестными компонентами «фиктивных» нагрузок, ко- торая представляет собой заданные гранич- ные условия на свободных контурах иссле- дуемых областей и условия совместности деформаций − на смежных, имеет вид N,...,,i i n N j N j j n j,i nn j s j,i ns i s N j N j j n j,i sn j s j,i ss bPCPC bPCPC 211 1 1 1 == = = =        = + = + . (5) Решая систему 2N линейных алгебраи- ческих уравнений, находим силы i nP и i sP , а затем, согласно принципу суперпозиции, – смещения и напряжения в любой точке ис- следуемой области массива. Степень влияния надработки и подра- ботки на НДС массива при выемке свиты пологих угольных пластов в условиях шахт ГП «Львовуголь» оценивалась по ве- личинам максимальных коэффициентов концентрации yK в кровле и почве разра- батываемого пласта в зонах влияния цели- ков и краевых частей сближенных пластов. Расчеты производились по схемам, изо- браженным на рис. 1 – 3 при следующих ис- ходных данных: мощности m1, m2 и m3 пла- стов n7 н, n7 в и n8 составляют соответственно 1,45; 0,65 и 1,5 м; глубина залегания разра- батываемого пласта n7 в =H 520 м; мощно- сти междупластьев =1h 16 м и =2h 13 м. В расчетных схемах рис. 1 а, б и 2 а, б размер краевой части пласта над (или под) очистным забоем по пласту n7 в =b 70 м; зо- ны надработки и подработки имеют одина- ковые размеры == пн ll 150 м. Длина выра- ботанного пространства позади очистного забоя l по пласту n7 в принимала в расчетах значения 50, 100, 120, 140 и 150 м. Расстояние L от очистного забоя до краевых частей смежных пластов при этом составляло 100, 50, 30, 10 и 0 м (забой под границей краевой части), –10, –30 и –50 м (забой под краевой частью пласта). Часть выработанного пространства ( 1ll − ) за- полнялась разрушенными породами. Па- раметр 1l представляет собой шаг обруше- ния непосредственной кровли, определяе- мый из условия ( ) [ ]ymaxy uu ΔΔ ≤ , (6) где ( yuΔ )max − максимальное сближение почвы и кровли очистной выработки, поза- ди лавы, полученное расчетом; [ yuΔ ] − допустимое значение yuΔ , на- значаемое исходя из результатов шахтных наблюдений с учетом технических воз- можностей используемой механизирован- ной крепи (возникающие в лаве смещения пород почвы и кровли не должны препят- ствовать нормальной работе очистного оборудования). Модуль упругости Еp = 10 МПа и коэф- фициент Пуассона νp = 0,499 для разру- шенных пород в области ( 1ll − ). При расчетах по схемам рис. 3, а и б рассматривались пять различных положе- ний линии очистного забоя по отношению к границам выше- и нижерасположенного целика: на подходе к нему (L = 30 м, поло- 49 жение I), непосредственно под (над) грани- цей (L = 0, положение ІІ), под (над) средним сечением целика (L = 25 м, положение ІІI), под (над) второй границей (L = 0, положе- ние ІV) и позади целика (L = 30 м, положе- ние V). Ширина целика lц равнялась в расчетах 50 м, а размеры зон надработки lн и подра- ботки lп по обе стороны от целика составля- ли 100 м. Выполнение серии расчетов для раз- личных положений забоя по пласту n7 в по- зволило проследить за изменением карти- ны НДС в исследуемой области массива по мере подвигания фронта очистных работ и установить границы зон ПГД, необходи- мые для обоснования параметров ведения очистных работ в рассматриваемых горно- геологических условиях. Типичные эпюры нормальных напря- жений уσ и вертикальных смещений yu в почве и кровле разрабатываемого пласта n7 в построены по результатам одного из вариантов расчетов по схеме рис. 1, а в случае L = 50 м на подходе к краевой части (условия надработки) – изображены на рис. 5, а и б. Анализ данных этого расчетного вари- анта показал, что зона повышенного гор- ного давления (превышающего уровень γН) в кровле вынимаемого пласта n7 в в го- ризонтальном направлении впереди очист- ного забоя простирается на 12 м. В верти- кальном направлении она имеет протяжен- ность 3,5 м в кровле и 5 м в почве. Породы кровли позади очистного забоя на участе 1l находятся в предельном напряженном состоянии (нарушается условие прочности по критерию (1)). В зоне повышенного горного давления впереди лавы максимум давления (напря- жения ууσ ) приходится на сечение, распо- ложенное на расстоянии =а 1 м по оси Ох от забоя, а в зоне повышенного горного давления позади лавы − на сечение, уда- ленное на 3 м по оси Ох от забоя. а x σу, МПа L = 50 м 21,3 14,4 41,4 26,5 47,6 n в 7 б х uy, мм nв7 231,1 26,5 78,2 21,0 52,3 L = 50 м Рис. 5. Эпюры нормальных напряжений и верти- кальных смещений в кровле и почве пласта n7 в (условия надработки) Нагрузка Р0 на секцию механизирован- ной крепи, создающаяся весом пород зоны предельного напряженного состояния на длине 1l , составляет 114,7 кН/м. При подработке, когда забой находится на расстоянии L = 50 м от края нижележа- щего пласта на подходе к этому краю, про- тяженность зоны повышенного горного давления составляет 14 м по оси Ох и рас- пространяется вдоль оси Оy на 5 м в кровле (составляет 31,2% от 2h ) и на 5,5 м в почве (составляет 40,6% от 1h ). Нагрузка Р0 на секцию механизированной крепи в этом случае равна 127,8 кН/м. Данные всех вариантов расчетов по оценке влияния краевых частей сближен- ных пластов на НДС кровли и почвы раз- рабатываемого пласта n7 в в условиях над- 50 работки и подработки приведены в табл. 1 и 2. Это максимальные значения коэффи- циента концентрации напряжений (Ky)max в зоне опорного давления впереди очистного забоя, максимальные сближения кровли и почвы в лаве и величины нагрузки Р0, ко- торая действует на секцию механизиро- ванной крепи от веса пород, находящихся в зоне предельного напряженного состоя- ния над лавой. В табл. 1 содержатся данные, относя- щиеся к случаю движения лавы по направ- лению к краевым частям, а в табл. 2 − к случаю выхода очистного забоя из-под краевых частей. РЕЗУЛЬТАТЫ АНАЛИЗА НДС КРОВЛИ И ПОЧВЫ ВЫНИМАЕМОГО ПЛАСТА n7 в ПОД (НАД) КРАЕВЫМИ ЧАСТЯМИ СБЛИЖЕННЫХ ПЛАСТОВ (ПРИ ДВИЖЕНИИ ЛАВЫ НА КРАЕВЫЕ ЧАСТИ) Таблица 1 Положение очистного забоя Расстояние от забоя до границ краевой части, L, м Коэффициент концентрации напряжений впере- ди забоя, (Kу)max Конверген- ция в лаве, (uy)max,, мм Нагрузка на сек- цию механизиро- ванной крепи, Р0, кН/м І 100 2,65 / 2,72 173,1 / 167,3 76,1 / 80,4 ІІ 50 3,40 / 3,26 231,5 / 253,3 114,7 / 127,8 ІІІ 30 3,51 / 3,67 285,4 / 240,1 115,6 / 135,4 ІV 10 3,59 / 3,85 251,3 / 248,8 123,6 / 141,0 на подходе к краевой части V 0 3,86 / 4,13 238,0 / 248,2 126,7 / 137,2 VI –10 4,23 / 4,33 237,0 / 245,5 137,7 / 111,4 VII –30 4,35 / 4,35 246,6 / 240,9 135,0 / 81,3 под (над) краевой частью VIII –50 4,33 / 4,34 244,7 / 247,0 126,0 / 76,1 Примечание: в числителе – в условиях наработки, в знаменателе – в условиях подработки. РЕЗУЛЬТАТЫ АНАЛИЗА НДС КРОВЛИ И ПОЧВЫ ВЫНИМАЕМОГО ПЛАСТА n7 в ПОД (НАД) КРАЕВЫМИ ЧАСТЯМИ СБЛИЖЕННЫХ ПЛАСТОВ (ПРИ ВЫХОДЕ ЛАВЫ ИЗ-ПОД КРАЕВЫХ ЧАСТЕЙ) Таблица 2 Положение очистного забоя Расстояние от забоя до границ краевой части, L, м Коэффициент концентрации напряжений впере- ди забоя, (Kу)max Конвергенция в лаве, (uy)max, мм Нагрузка на сек- цию механизиро- ванной крепи, Р0, кН/м І 30 2,35 / 2,35 120,0 / 120,1 85,5 / 84,1 ІІ 10 2,96 / 2,98 159,0 / 159,8 106,2 / 108,1 под (над) краевой частью ІІІ 0 3,56 / 3,60 197,9 / 199,8 136,3 / 103,2 ІV –10 3,55 / 3,55 212,1 / 207,8 150,0 / 182,0 V –30 3,70 / 3,69 244,6 / 229,1 169,2 / 215,7 при выходе из- под краевой части VI –50 3,57 / 3,63 242,6 / 231,3 167,5 / 222,3 Примечание: в числителе – в условиях наработки, в знаменателе – в условиях подработки. Анализ полученных результатов пока- зал, что при движении в направлении к краевой части в условиях надработки мак- симальный коэффициент концентрации на- пряжений (Ky)max, равный 4,35, возникает на расстоянии L = –30 м (положение VII, рис. 1 а и б). При этом нагрузка на механи- зированную крепь Р0 составляет 135 кН/м. 51 С другой стороны в положении VI (L = –10 м) максимум имеет нагрузка на крепь Р0 = 137,7 кН/м, а коэффициент концентра- ции напряжений (Ky)max при этом составляет 4,23, т.е. меньше, чем в первом случае. Качественно такая же картина наблю- дается и в случае подработки с той лишь разницей, что сами величины коэффициен- тов концентрации напряжений (Ky)max и на- грузок Р0 на крепь при подработке не- сколько больше. Наиболее опасными яв- ляются в этом случае положения IV и VI. Поэтому при определении рациональных силовых параметров механизированной крепи необходимо рассмотреть все эти по- ложения и выбрать наиболее опасные. В табл. 1 соответствующие значения выделе- ны жирным шрифтом. При движении лавы в противоположном направлении для крепи создаются наиболее неблагоприятные условия, причем, как и в предыдущих случаях, самые большие ко- эффициенты концентрации и нагрузки на механизированную крепь возникают в ус- ловиях подработки (положения VI и V на рис. 2, а и б), в табл. 2 они выделены жир- ным шрифтом. Именно на эти положения следует обратить внимание при определе- нии рациональных параметров механизиро- ванной крепи, работающей в зонах влияния краевых частей смежных пластов. Результаты анализа НДС кровли и поч- вы отрабатываемого пласта n7 в под (над) целиками приведены в табл. 3. РЕЗУЛЬТАТЫ АНАЛИЗА НДС КРОВЛИ И ПОЧВЫ ВЫНИМАЕМОГО ПЛАСТА n7 в ПОД (НАД) ЦЕЛИКАМИ Таблица 3 Положение очистного забоя Расстояние от забоя до границ краевой части, L, м Коэффициент концентрации напряжений впе- реди забоя, (Kу)max Конверген- ция в лаве, (uy)max, мм Нагрузка на сек- цию механизиро- ванной крепи, Р0, кН/м І 30 2,81 / 2,88 195,9 / 190,2 72,4 / 108,6 на подходе к целику ІІ 0 3,04 / 3,26 196,7 / 203,1 99,7 / 136,1 под (над) целиком ІІІ 25 3,88 /3,90 222,1 / 223,9 108,6 / 144,8 ІV 0 4,35 /4,34 277,2 / 268,5 106,4 / 142,0 за целиком V 30 4,40 / 4,44 314,1 / 295,6 90,3 / 126,4 Примечание: в числителе – в условиях наработки, в знаменателе – в условиях подработки. Как видно из табл. 3, наиболее небла- гоприятными для механизированной крепи являются положения III (L = 25 м) и IV (L = 0 м). Результаты расчетов показали, что в ус- ловиях надработки в этих случаях протя- женность зоны ПГД в горизонтальном на- правлении (по оси Ох) впереди очистного забоя составляет 25 м. Вверх в вертикаль- ном направлении (по оси Оу) в кровле она простирается на 5,5 м, а вниз в почве на 3 м. В предельном напряженном состоянии по критерию (1) находятся породы кровли впереди очистного забоя в области с разме- рами 2 – 4 м по оси Ох и 1,5 – 2 м по оси Оу. На расстоянии L = 25 м весом разрушенных пород над лавой создается нагрузка на сек- цию механизированной крепи Р0 = 168,4 кН/м, а при L = 0 м Р0 = 165 кН/м. При подработке (лава над целиком) ус- тановлена такая картина. Длина зоны по- вышенного горного давления (размер по оси Ох) впереди очистного забоя составля- ет 35 м. В вертикальном направлении (по оси Оу) в кровле протяженность ее 6 м, а в почве 3 м. Нагрузка на секцию механизи- рованной крепи при L = 25 м составляет 224,5 кН/м, а при L = 0 Р0 = 220,4 кН/м. Расстояние а от очистного забоя в глубь массива до сечения, в котором воз- 52 никает максимальная концентрация на- пряжений σyy, т.е. протяженность зоны от- жима краевой части угольного пласта, как и при работе лавы в окрестности краевых частей смежных пластов, во всех рассмот- ренных случаях близко к 1 м. Таким образом, получены все необхо- димые величины для расчета рациональ- ных силовых параметров механизирован- ной крепи при работе ее в зонах повышен- ного и пониженного горного давления, а также для определения скорости подвига- ния лавы и допустимого расстояния между очистными забоями сближенных пластов. Важнейшими условиями безопасной работы угольных шахт является обеспече- ние рабочего состояния всей сети горных выработок от поверхности до очистных забоев с минимальными затратами на их проведение и поддержание. Актуальность обеспечения эксплуатационной устойчиво- сти подготовительных выработок в усло- виях разработки сближенных пластов по- стоянно возрастает в связи с увеличением глубины ведения горных работ. При этом на характере распределения горного дав- ления существенно сказываются надработ- ка или подработка. Поэтому при выборе способа охраны и крепления выработок, особенно в случае слабых вмещающих по- род, необходимо исходить из анализа НДС массива с учетом конкретных горнотехни- ческих ситуаций и горно-геологических условий. Типичной для шахт Львовско-Волын- ского бассейна является слоистая неодно- родная среда, в которой напряженное со- стояние кровли и почвы сближенных пла- стов претерпевает существенные изменения под воздействием горных работ. Для полу- чения количественных оценок в отношении влияния мощности междупластьев и глуби- ны разработки расчеты выполнялись для ряда определяющих параметров. Анализ полученных данных показал, что с уменьшением мощности междупла- стья степень роста напряжений в зоне опорного давления отрабатываемого пла- ста увеличивается. Так, максимальный ко- эффициент концентрации напряжений σy в кровле пласта в сечении =х 29 м по отно- шению к уровню Нγ составляет ky = 1,51 при h2 = 6 м и =yk 1,46 при h2 = 20 м. В меньшей мере на коэффициенте кон- центрации ky сказывается глубина разра- ботки H: и при H = 300 м и при H = 600 м в сечении =х 29 м в кровле отрабатываемо- го пласта ky имеет одно и то же значение. В своде подготовительной выработки на глубине H = 300 м при h2 = 6 м коэффи- циент концентрации эквивалентного на- пряжения, подсчитанный по критерию П.П. Баландина, достигает значения 2,1 и остается таким же на глубине H = 600 м. Абсолютное же значение максимального эквивалентного напряжения при глубине H = 500 м становится равным пределу проч- ности породы на сжатие, а при H = 600 м уже в 1,2 раза превосходит его. Рост напряжений в массиве, окружаю- щем выработку, приводит к увеличению смещений на ее контуре. Выполненные ис- следования показали, что при увеличении глубины разработки с 300 до 600 м макси- мальные вертикальные смещения uy в сво- де возрастают в 1,79 раза. Неучет подоб- ных изменений НДС вокруг подготови- тельных выработок, попадающих под влияние очистных работ по смежным пла- стам, при выборе крепи является одной из причин деформирования подготовитель- ных выработок. ВЫВОДЫ 1. На основе метода граничных элемен- тов разработан эффективный расчетный алгоритм для определения НДС неодно- родного массива применительно к разра- ботке свиты пологих сближенных уголь- ных пластов. В отличие от известных, раз- работанный алгоритм учитывает наличие в исследуемой области целиков и краевых частей угольных пластов в условиях как надработки, так и подработки. 2. С помощью разработанного алгорит- ма для условий шахт ГП «Львовуголь» ус- 53 тановлены границы зон повышенного гор- ного давления в кровле и почве вынимаемо- го пласта, определены величины макси- мальных коэффициентов концентрации на- пряжений σу по отношению к уровню γН и найдена нагрузка, действующая на секцию механизированной крепи от веса пород, на- ходящихся в области предельного напря- женного состояния в кровле над лавой. 3. Установлено, что в условиях шахт ГП «Львовуголь» при работе очистных забоев в зонах влияния краевых частей смежных пластов наиболее опасным, с точки зрения проявлений горного давления, является пе- риод выхода лавы из-под краевой части ни- жерасположенного пласта. В частности, ме- ханизированная крепь оказывается макси- мально нагруженной, когда забой находится на расстоянии 5 – 10 м от краевой части. Поэтому рациональные силовые парамет- ры механизированной крепи должны опре- деляться по характеристикам НДС именно этой области массива. 4. Установлено, что при ширине целиков до 50 м, оставляемых на смежных пластах, наиболее опасным для механизированной крепи является режим ее работы в условиях подработки, когда лава находится над сред- ним сечением целика и на подходе к краю целика (на расстоянии L = 25 м). Данные положения являются определяющими при расчете силовых параметров используемой механизированной крепи. 5. Установлено, что при увеличении глубины разработки с 300 до 600 м макси- мальные смещения yu в своде подготови- тельной выработки в условиях подработки возрастают в 1,79 раза. Данный результат необходимо учитывать при выборе типа поддерживающей крепи. СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Львовско-Волынский каменноугольный бассейн (геологический очерк) / Струев М.И. и др. – К.: Наукова думка, 1984. – 272 с. 2. Крауч С. Методы граничных элементов в механи- ке твердого тела / С. Крауч, А. Старфилд. – М.: Мир, 1987. – 328 с. 3. Новикова Л.В. Напряженно-деформированное состояние массива при разработке свиты пластов / Л.В. Новикова, Л.И. Заславская, Я.М. Наливайко // Геотехнічна механіка: міжвід. зб. наук. праць ІГТМ НАН України. – Д., 2001. – Вып. 25. – С. 85 – 88. 4. Колоколов О.В. Математическое моделирование геодинамических процессов при различной очередности отработки весьма сближенных пластов в условиях Западного Донбасса / О.В. Колоколов, Н.А. Лубенец // Науковий вісник НГАУ. – 2000. – №3. – С. 101 – 102. 5. Бугара М.И. Прогноз устойчивости непосредст- венной кровли в сложных горно-геологических условиях / М.И. Бугара, Ю.Б. Грядущий, В.В. Назимко // Уголь Украины. – 1997. – № 4. – С. 15 – 17. 6. Сдвижение горных пород при подземной разра- ботке угольных и сланцевых месторождений / А.Г. Аки- мов, В.Н. Земисев, Н.Н. Кацнельсон [и др.]. – М.: Недра, 1970. – 245 с. 7. Писаренко Т.С. Сопротивление материалов де- формированию и разрушению при сложном напряжен- ном состоянии / Т.С. Писаренко, А.А. Лебедев. – К.: Нау- кова думка, 1969. – 108 с. ОБ АВТОРАХ Наливайко Ярослав Михайлович – к.т.н., генераль- ный директор ГП «Львовуголь». Акимов Олег Анатолиевич – технический директор – первый заместитель генерального директора ГП «Львов- уголь». Дяченко Андрей Павлович – заместитель генераль- ного директора по производственным вопросам – директор дирекции по производству ГП «Львовуголь». Павличенко Артем Владимирович – к.б.н., доцент кафедры экологии Национального горного университета.

Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния породного массива при разработке свит пологих угольных пластов

Репозитарії

Схожі ресурси