Обоснование технических и технологических решений по

Министерство образования и науки Российской Федерации
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение
высшего профессионального образования
«Южно-Российский государственный политехнический университет
(НПИ) имени М.И. Платова»
На правах рукописи
Пашкова Ольга Валерьевна
ОБОСНОВАНИЕ ТЕХНИЧЕСКИХ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ
ПО СООРУЖЕНИЮ ПРИСТВОЛЬНЫХ ВЫРАБОТОК В ПРОЙДЕННЫХ
ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛАХ
25.00.22 – «Геотехнология (подземная, открытая и строительная)»
Диссертация
на соискание ученой степени кандидата технических наук
Научный руководитель –
д.т.н., доцент
М.С. Плешко
Новочеркасск 2015
2
Оглавление
Введение………………………………………………………………………….
5
1 АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ……… 10
1.1 Геотехнологические и технико-экономические аспекты сооружения и
эксплуатации приствольных выработок вертикальных стволов……….….
10
1.2 Технологические схемы сооружения приствольных выработок………..
15
1.3 Технические решения по повышению эффективности строительства и
эксплуатации участков приствольных выработок вертикальных стволов………………………………………………………………………………..
1.4
Современные
исследования
в
области
оценки
21
напряжено-
деформированного состояния вертикальных стволов и приствольных выработок…………………………………………………………………………..…
2
ПОЭТАПНОЕ
ИССЛЕДОВАНИЕ
31
НАПРЯЖЕННО-
ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПРОЙДЕННОГО СТВОЛА НА
УЧАСТКЕ СООРУЖЕНИЯ ПРИСТВОЛЬНОЙ ВЫРАБОТКИ…………….
35
2.1. Основные положения………………………………………………………… 35
2.2 Анализ вторичного напряженно-деформированного состояния пройденного ствола. Оценка несущей способности крепи……………………………… 38
2.3 Исследование фактического состояния монолитной бетонной крепи эксплуатационного ствола…………………………………………………………… 44
2.3.1 Методика проведения испытаний………………………………………..
44
2.3.2 Анализ результатов исследований………………………………………… 49
2.4 Численное моделирование участков пройденного ствола с неоднородными параметрами крепи………………………………………………………… 54
2.4.1 Разработка математической модели эксплуатационного ствола.….
54
2.4.2 Верификация численной модели………………………………………...
58
2.4.3 Анализ напряженно-деформированного состояния участка
пройденного ствола с неоднородными параметрами крепи…………………... 59
3
2.5 Сравнительный анализ напряженно-деформированного состояния пройденного ствола в зоне строительства приствольной выработки при различных схемах проходки……………………………………………………………... 62
2.6 Поэтапное моделирование технологии сооружения камеры загрузочных
устройств в пройденном стволе с учетом сформировавшихся зон разрушения пород………………………………………………………………………….. 68
2.7 Выводы по главе 2…………………………………………………………….
72
3 ОБОСНОВАНИЕ ТЕХНИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ ПО ОБЕСПЕЧЕНИЮ УСТОЙЧИВОСТИ УЧАСТКА ПРИСТВОЛЬНЫХ ВЫРАБОТОК ПРОЙДЕННОГО СТВОЛА………………………………………………………................
75
3.1 Общие положения…………………………………………………………….. 75
3.2 Обоснование параметров упрочения горных пород в зоне сооружения
приствольных выработок………………………………………………………… 76
3.3 Обоснование технических решений по усилению крепи ствола в зоне
влияния строительства приствольной выработки……………………………… 78
3.4 Обоснование параметров жесткой армировки пройденных стволов на
участке строительства приствольных выработок………………………………. 82
3.4.1 Основные положения……………………………………………………….. 82
3.4.2 Оценка работоспособности жесткой армировки скиповых стволов с
увеличенным шагом………………………………………………………………
86
3.4.3 Разработка конструктивных решений жесткой армировки для зон
влияния приствольных выработок……………………………………………...
90
3.5 Выводы по главе 3……………………………………………………………... 95
4 ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СХЕМЫ СООРУЖЕНИЯ ПРИСТВОЛЬНЫХ ВЫРАБОТОК В ПРОЙДЕННЫХ СТВОЛАХ, РЕАЛИЗАЦИЯ РАЗРАБОТАННЫХ РЕШЕНИЙ…………………………………………………………………
97
4.1 Обоснование технологических решений для участков сопряжений пройденных вертикальных стволов…………………………………………………… 97
4.1.1 Технологическая схема сооружения сопряжений в пройденных вертикальных стволах…………………………………………………………………
97
4
4.1.2 Оценка эффективности разработанных технологических решений…
105
4.2 Реализация разработанных решений по сооружению камер загрузочных
устройств пройденных стволов………………………………………………….. 108
4.2.1 Основные сведения………………………………………………………….
108
4.2.2 Технологическая схема работ……………………………………………… 109
4.2.3 Определение запаса несущей способности монолитной бетонной крепи
пройденного ствола до начала рассечки приствольных выработок…………
110
4.2.4 Оценка напряженно-деформированного состояния участка пройденного ствола в различные периоды сооружения приствольных выработок
112
4.2.5 Рекомендации по креплению участка сооружения камер загрузочных
устройств…………………………………………………………………………
123
4.3 Выводы по главе 4…………………………………………………………….
124
Заключение………………………………………………………………………... 126
Библиографический список………………………………………..……………
129
Приложение А…………………………………………………………………….. 144
5
Введение
Актуальность работы. Эффективное развитие горнодобывающей промышленности России требует реконструкции ряда шахт и рудников, перевода
предприятий с открытого на закрытый способ добычи, расконсервации объектов
с перспективными запасами. При этом возникает необходимость строительства и
реконструкции вертикальных стволов, в том числе путем сооружения новых приствольных выработок с учетом обновленных данных по объемам и особенностям
залегания полезных ископаемых разрабатываемого месторождения.
Анализ практического опыта строительства вертикальных стволов показывает, что удельные материальные, временные и трудовые затраты при сооружении приствольных выработок в пересчѐте на 1 м3 объѐма выработки значительно
превышают аналогичные показатели при сооружении протяженной части ствола.
Это свидетельствует о необходимости дальнейшего совершенствования технических и технологических решений по возведению приствольных выработок в различных условиях. Кроме того, известные схемы работ разработаны для способа
сооружения приствольных выработок одновременно с проходкой ствола. Их
применение в эксплуатационных и ранее пройденных стволах приводит к длительной остановке шахтного подъема и дополнительным убыткам. Проходческие
работы оказывают негативное влияние на крепь и армировку, усиливающееся с
ростом глубины стволов. В этой связи обоснование эффективных технологических схем сооружения приствольных выработок в пройденных стволах является
весьма актуальным.
Значительный вклад в решение задач, связанных с исследованием напряжено-деформированного состояния и совершенствованием технологий строительства вертикальных стволов, внесли И.В. Баклашов, Ф.А. Белаенко, В.Е. Боликов,
В.А. Борисовец, А.В. Будник, Н.С. Булычев, В.И. Голик, А.Н. Динник, И.Е. Долгий, В.А. Дрибан, Б.А. Картозия, А.М. Кóзел, И.Г. Косков, Г.А. Крупенников, В.В.
Левит,
А.П.
Максимов,
И.Г.
Манец,
В.В.
Першин,
М.С.
Плешко,
Н.М. Покровский, В.А. Прагер, А.А. Привалов, А.Ю. Прокопов, А.Г. Протосеня,
6
А.А. Репко, Г.Н. Савин, И.И. Савин, С.В. Сергеев, С.Г. Страданченко, Б.М. Усаченко, Н.Н. Фотиева, Х.Х. Хакимов, М.Н. Шуплик, Ф.И. Ягодкин и др. ученые.
Вопросам анализа напряженно-деформированного состояния сопряжений
стволов с выработками околоствольного двора, разработке технических и технологических решений по сооружению приствольных выработок посвящены работы
И.В. Баклашова, В.Е. Боликова, А.А. Бородули, Н.С. Булычева, М.В. Вяльцева,
А.М. Кóзела, И.А. Колдунова, В.В. Левита, М.С. Плешко, С.В. Сергеева, И.А.
Южанина, Ф.И. Ягодкина и др.
В то же время геотехнологические аспекты сооружения приствольных выработок в пройдѐнных и эксплуатационных стволах, нуждаются в дальнейшем
изучении. Отсутствуют методики и рекомендации по ведению проходческих работ, определению параметров крепи и армировки.
Диссертационная работа выполнена в рамках Федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России (на
2009-13 гг.)»: «Разработка безотходных экологически безопасных способов добычи и переработки руд месторождений Северного Кавказа на основе комбинирования традиционных и инновационных технологий» (ГК 16.515.11.5039).
Цель работы: обоснование технологических схем сооружения приствольных выработок в пройденных вертикальных стволах, обеспечивающих уменьшение продолжительности строительства и снижение негативного влияния работ на
конструкции ствола.
Идея работы: повышение эффективности сооружения приствольных выработок обеспечивается применением технологических схем строительства в направлении «к стволу» с научно обоснованными размерами породных целиков и
пролетов подводящих выработок, параметрами усиления крепи, упрочнения породного массива и схем армировки.
Задачи исследований:
− установить закономерности изменения напряженно-деформированного
состояния участков пройденных стволов при различных схемах сооружения приствольных выработок и учете фактического состояния ствола;
7
− обосновать технические решения по повышению устойчивости участков
пройденных стволов в зоне влияния приствольных выработок, а также сохранности крепи и армировки;
− разработать эффективные технологические схемы сооружения приствольных выработок в пройденных вертикальных стволах;
− выполнить опытно-промышленную апробацию и внедрение разработанных решений.
Научная новизна выполненных исследований:
- получены новые зависимости величин концентраций нормальных тангенциальных напряжений в дефектных зонах крепи ствола от соотношений проектной и фактической толщины крепи, модулей сдвига бетона крепи и горных пород;
- получена зависимость увеличения несущей способности бетонной крепи
от процента армирования углепластиковым ламинатом на участке ствола в зоне
наиболее интенсивного влияния приствольной выработки;
- установлены зависимости коэффициента увеличения эквивалентных напряжений в крепи пройденного ствола при применении разработанной схемы сооружения приствольной выработки в направлении «к стволу» от параметров породного целика и пролета выработки;
- предложена методика оценки напряженного состояния крепи пройденного ствола в зоне сооружения приствольной выработки, в отличие от известных
ранее учитывающая образовавшиеся к моменту строительства области разрушения пород и дефекты в крепи ствола.
Теоретическая значимость работы заключается в установлении новых
закономерностей влияния параметров технологических схем строительства приствольных выработок в направлении «к стволу» на напряженно-деформированное
состояние окружающего массива и конструкций пройденного ствола.
Практическое значение работы состоит в разработке новых технических и
технологических решений по сооружению приствольных выработок в пройденных и эксплуатационных стволах, позволяющих обеспечить параллельное выпол-
8
нение работ, сокращение сроков строительства и сохранность существующих
конструкций ствола.
Методы исследований. При выполнении работы использован комплексный метод исследований, включающий: анализ и научное обобщение ранее
опубликованных работ по вопросам строительства и реконструкции стволов и
приствольных выработок; экспериментальные исследования нарушений крепи
стволов; аналитические исследования напряженно-деформированного состояния
пройденных вертикальных стволов, математическое моделирование участков
стволов при строительстве приствольных выработок.
Положения, выносимые на защиту:
1. Оценка несущей способности крепи пройденного стола перед сооружением приствольной выработки должна осуществляться с учетом сформировавшегося вторичного поля напряжений, образовавшихся зон разрушения пород и дефектных участков. Их наличие приводит к увеличению средних величин нормальных тангенциальных напряжений в крепи, а также к возникновению локальных концентраций напряжений, величина которых нелинейно зависит от соотношений проектной и фактической толщины крепи, модулей сдвига бетона крепи
и горных пород.
2. Устойчивость участка пройденного ствола в зоне наиболее интенсивного влияния сооружаемой приствольной выработки обеспечивается за счет поэтапного применения технических решений по анкерному упрочнению пород,
дополнительному усилению крепи углепластиковым ламинатом, и перехода на
схемы армировки с ограниченным числом узлов крепления.
3. Применение схемы сооружения приствольной выработки в направлении
«к стволу» через подводящую выработку с оставлением породного целика позволяет уменьшить напряжения в крепи пройденного ствола в 1,7 - 2,0 раза, при этом
они нелинейно зависят от ширины породного целика и прямо пропорционально
возрастают при увеличении пролета подводящей выработки.
Достоверность и обоснованность научных положений и рекомендаций подтверждается корректной постановкой задач исследований, значительным
9
объемом экспериментальных исследований крепи ствола (более 300 замеров на
трех опытных участках); удовлетворительными результатами верификации разработанной численной модели ствола (максимальное отклонение результатов
расчета тестовых моделей и данных аналитического решения не превысило 5%),
положительным внедрением разработок на практике и последующей успешной
эксплуатацией запроектированного с применением разработок автора участка
приствольных выработок в течение 5 лет.
Реализация работы. Отдельные результаты и рекомендации диссертационной работы внедрены научно-техническим центром «Наука и практика» при
разработке проектной документации по реконструкции горнодобывающих предприятий (рудник «Узельгинский» Учалинского ГОК, шахта «Гуковская»).
Апробация работы. Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на международных научных симпозиумах «Неделя
горняка – 2011» (МГГУ, г. Москва), «Совершенствование технологии строительства шахт и подземных сооружений», (г. Донецк, 2011, 2012, 2014 гг.), «Перспективы развития Восточного Донбасса» (ШИ ЮРГТУ (НПИ), г. Шахты, 2011 гг.),
«Опыт прошлого – взгляд в будущее»,
(ТулГУ, Тула, 2011 г.), «Проблемы
геологии, планетологии, геоэкологии и рационального природопользования»
(ЮРГТУ (НПИ),
Новочеркасск,
2011 г.),
«Социально-экономические
и
экологические проблемы горной промышленности, строительства и энергетики»
(ТулГУ, Тула, 2012, 2013 гг.), «Строительство – 2013» (РГСУ, Ростов-на-Дону,
2013 г.), «Транспорт – 2014» (РГУПС, Ростов-на-Дону, 2014 г.).
Публикации. Соискатель имеет 17 опубликованных печатных работ, в
том числе 4 статьи в журналах, входящих в перечень ВАК.
Структура и объем диссертации. Диссертационная работа изложена на
148 страницах машинописного текста. Состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы из 145 наименований. Содержит 13 таблиц, 73 рисунка.
Автор выражает искреннюю признательность д.т.н., проф. Ягодкину Ф.И.
за помощь в работе над диссертацией.
10
1 АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ
1.1
Геотехнологические
и
технико-экономические
аспекты
сооружения и эксплуатации приствольных выработок вертикальных
стволов
Вертикальные стволы шахт и рудников сооружаются в комплексе с приствольными выработками: сопряжениями с выработками околоствольного двора,
камерами загрузочных устройств и бункеров, камерами зумфового водоотлива,
перекачными, редукционными камерами, калориферными, вентиляционными каналами и др.
Количество и конструкции приствольных выработок зависят от типа шахтного ствола, в комплекс которого они входят.
Основными приствольными выработками главных стволов являются
камеры загрузочных устройств и бункеров. Камеры загрузочных устройств
размещаются в главных стволах в районе рабочих горизонтов. Они имеют
размеры в плане 6 - 10 м, по высоте от 10 до 17 м. Свод камер может выполняться
плоским или пологим, стены - вертикальные. Камеры отделяются от ствола
железобетонной перемычкой.
Сопряжения стволов сооружают на откаточных и вентиляционных горизонтах. Высота сопряжений в месте пересечения их со стволом определяется из
условия пропуска длинномерного материала (рельс, труб) и составляет не менее
4,5 м. Высота сопряжений с противоположного торца принимается равной высоте примыкающей к сопряжению горизонтальной выработки околоствольного
двора. Ширина определяется шириной междупутья, равной расстоянию между
осями клетей и шириной прохода для людей, но в большинстве случаев принимается равной диаметру ствола.
Размеры поперечного сечения сопряжения от ствола к горизонту могут
уменьшаться плавно или ступенчато. В первом случае обеспечивается более эффективное движение струи воздуха за счет снижения коэффициента аэродинамического сопротивления [118].
11
Сооружение приствольных выработок большого объѐма является трудоемким и дорогостоящим этапом первого основного этапа строительства горнодобывающего предприятия, либо его реконструкции (рисунок 1.1) [12].
Трудозатраты
Оснащение; 22,25%
Проходка ствола;
40,30%
Строительство
приствольных
выработок; 10,10%
Армирование; 10,10%
Специальный способ;
17,25%
Стоимость
Оснащение; 23,60%
Проходка ствола;
37,50%
Строительство
приствольных
выработок; 9,50%
Армирование; 9,40%
Специальный способ;
20,00%
Продолжительность строительства
Простои; 12,70%
Проходка ствола;
21,50%
Переоснащение;
18,80%
Строительство
приствольных
выработок; 5,80%
Армирование; 8,50%
Оснащение; 32,70%
Рисунок 1.1 – Относительные технико-экономические показатели
сооружения вертикальных стволов по отдельным стадиям строительства
Анализ относительных затрат при строительстве стволов показывает, что
удельные материальные, временные и трудовые затраты на сооружение приствольных выработок в пересчѐте к 1 м3 их объѐма значительно превышают аналогичные показатели на проходку протяженной части ствола. Это свидетельствует о необходимости дальнейшего совершенствования технических и технологических решений по возведению приствольных выработок.
Участки приствольных выработок являются наиболее сложными и с точки
зрения последующей эксплуатации стволов.
12
Обширные натурные исследования вертикальных стволов в Донбассе глубиной более 600 м, показали, что на долю участков приствольных выработок
приходится более 75% всех нарушений конструкций ствола.
По сложности и особенностям эксплуатации конструкций крепи ствола в
зоне влияния приствольной выработки на основе обработки полученных данных
выделено четыре основные зоны [12] (рисунок 1.2)
Рисунок 1.2 – Характерные зоны участков сопряжений вертикальных
стволов:
I – участок ствола над сопряжением; II - то же ниже сопряжения; III – участок ствола
между проемами сопряжений; IV – участки сопряжений
Сооружение приствольной выработки приводит к значительному росту нагрузок на крепь ствола в зоне ее влияния (участки 1 - 3, рисунок 1.2). Так, с помощью замерных станций было выполнено исследование влияния рассекаемого
сопряжения на напряженно-деформированное состояние участка I (рисунок 1.2) в
стволе №4 шахты им. Ильича объединения Стахановуголь, которое показало, что
на отметке 710 м через 60 суток после начала работ по сооружению приствольной выработки нагрузки на крепь возросли в 1,4 раза.
Натурные измерения напряжений на строящихся и пройденных стволах
шахт Донского ГОКа в тектонически напряженном горном массиве позволили
установить, что образование двухсторонних сопряжений ствола с горизонтом вызывает увеличение горизонтальных напряжений в 1,5 - 1,8 раз, вертикальных растягивающих – в 2,0 раза [8].
13
Инструментальные наблюдения параметров деформирования крепи и околоствольного массива на участке сопряжений воздухоподающего ствола шахты
«им. А. Ф. Засядько» на протяжении 6 лет показали, что на больших глубинах активизация процесса деформирования пород и крепи в зоне сопряжения ствола
возникает даже при незначительных возмущающих воздействиях и приводит к
формированию нарушений и повреждений (рисунок 1.3).
Рисунок 1.3 – Нарушения и повреждения участка воздухоподающего ствола № 2 в районе проемов сопряжения горизонта 1235 м после завершения активизации деформирования околоствольного массива:
1,2 – трещины в крепи; 3 – зона разрушения отбойной стены; 4 – деформированные расстрелы
Приведенные выше факты подтверждаются и другими исследованиями.
Безремонтный период эксплуатации участков приствольных выработок вертикальных стволов во многих случаях не превышает 3 - 4 года. Характерными видами повреждений являются отслоение, скалывание крепи, трещины, заколы, вывалы крепи и пород, деформации арматурных элементов, искривление расстрелов
и проводников. Прослеживается тенденция ухудшения состояния крепи и армировки по мере роста глубины стволов.
14
Нарушения крепи и армировки возникают под влиянием комплекса причин, однако основными из них являются: резкое изменение напряженнодеформированного состояния массива при проходке сопряжений и камер, характеризующихся раскрытием больших поперечных сечений; влияние строительства
выработок околоствольного двора и очистных работ; несоответствие проектных
решений фактическим горно-геологическим условиям и др. На процесс деформирования участка приствольных выработок оказывают существенное влияние физико-механические свойства вмещающих пород, тип крепи и вид приствольной
выработки [39].
При сооружении сопряжений и камер в ранее пройденных вертикальных
стволах необходимо учитывать ряд дополнительных факторов. Так, в процессе
строительства и эксплуатации ствола вокруг него может образовываться зона нарушенных пород. Глубина зоны нарушения вглубь массива изменяется в пределах 0,5 - 3,0 м и зависит от свойств пород, ориентации залегания слоев. Увеличения размеров зоны нарушенных пород имеет место в направлении их падения.
Кроме того, при проходке стволов с применением буровзрывных работ имеют
место переборы выемки породы, которые составляют 12,0 - 17,5% общего объема
выемки породы. На сопряжениях они превышают в 1,5 - 2 раза толщину крепи
[51].
На крепь ствола в процессе эксплуатации передается комплекс негативных
воздействий (давление горных пород, подземных вод, коррозия бетона и металла,
воздействие агрессивной шахтной атмосферы и др.), что приводит к снижению ее
эксплуатационных свойств.
Таким образом, участки приствольных выработок относятся к наиболее
сложным объектам строительства и эксплуатации шахт и рудников. Технические
и технологические решения по их сооружению следует разрабатывать с учетом
фактических свойств околоствольного массива и конструкций ствола.
1.2
выработок
Технологические
схемы
сооружения
приствольных
15
Строительство приствольных выработок может осуществляться на следующих стадиях жизненного цикла ствола:
1) одновременно с проходкой вертикального ствола;
2) после проведения ствола на проектную глубину до введения в эксплуатацию горнодобывающего предприятия;
3) в период эксплуатации ствола.
Технологические
строящихся
и
схемы
строительства
эксплуатационных
стволов
приствольных
достаточно
выработок
разнообразны.
Их
обобщенная классификация приведена на рисунке 1.4 [83]. На окончательный
выбор схемы сооружения камер и сопряжений значительное влияние оказывают
горно-геологические
условия,
период
сооружения
камер
и
наличие
подготовленных горизонтов, принятая технологическая схема проходки (углубки)
ствола, размеры приствольных выработок и др.
В нашей стране наибольшее распространение получил способ рассечки
приствольных выработок одновременно с проходкой ствола. Разрушение горных
пород может производиться комбайнами или с помощью буровзрывных работ. В
настоящее время применяют в основном буровзрывной способ разрушения пород
с величиной заходки 1 - 1,5 м [66, 78, 96].
16
Рисунок 1.4 – Классификация схем сооружения приствольных выработок
17
В зависимости от последовательности работ по выемке породы и возведению постоянной крепи различают следующие технологические схемы рассечки
сопряжений: сплошным забоем; с выемкой породы слоями сверху вниз; с выемкой породы независимыми забоями. Выбор технологической схемы рассечки зависит от горно-геологических условий, формы сопряжения, вида крепи и применяемого оборудования.
Рассечку сопряжения сплошным забоем применяют в крепких устойчивых
породах. При двусторонних сопряжениях обычно сначала производят рассечку с
одной стороны, а после завершения всех работ на полную длину –с другой (рисунке 1.5).
Рисунок 1.5 – Технология строительства сопряжения сплошным забоем
Рассечку сопряжений слоями сверху вниз применяют в породах средней
крепости, а также при больших глубинах заложения выработок. Сопряжение по
высоте разделяется на два слоя (рисунок 1.6), при большой высоте – на три слоя.
Высота каждого слоя принимается достаточной для размещения проходческого
оборудования и составляет 1,8 - 2,5 м.
18
Рисунок 1.6 – Технологическая схема сооружения сопряжения слоями
сверху вниз:
1 – верхний слой; 2 – нижний слой; I, II, III – этапы строительства
В Кривбассе нашла применение схема рассечки сопряжении слоями сверху
вниз с аккумулированием породы от проходки сопряжения в стволе (рисунок 1.7).
Рисунок 1.7 – Схема строительства сопряжения с аккумулированием породы в
стволе
19
Рассечку сопряжения независимыми забоями производят в слабоустойчивых породах. Последовательность строительства по этой схеме показана на рисунке 1.8.
Рисунок 1.8 – Технологическая схема сооружения сопряжения
независимыми забоями:
I – проходка бортовых выработок в первом слое; II – бетонирование стен в первом
слое; III – проходка бортовых выработок и бетонирование стен во втором слое; IV – выемка
породы в своде; V – возведение постоянной крепи свода; VI – выемка целика
Сооружение камер загрузочных устройств, как правило, производится одновременно с проходкой ствола послойно сверху вниз небольшими заходками
(рисунке 1.8). В первую очередь вынимают породу в верхнем слое высотой 2,2 2,5 м. Затем проходку ствола и камеры осуществляют одним общим забоем.
В зависимости от последовательности возведения постоянной крепи различают два вида этой схемы: с возведением постоянной крепи ствола и камеры послойно сверху вниз вслед за проходкой каждого слоя; с возведением временной
крепи вслед за выемкой каждого слоя и возведением постоянной крепи ствола и
камеры снизу-вверх.
20
Рисунок 1.9 – Технологическая схема проведения камеры загрузочных устройств:
Технология сооружения приствольных выработок после проходки ствола
на полную глубину, как правило, применяется при организации скоростной проходки ствола по параллельной, параллельно-щитовой схеме, при сооружении
ствола механизированным комплексом (комбайном) или способом бурения. Известные схемы работ предусматривают послойное сооружение приствольной выработки с помощью глухого временного полка, смонтированного на уровне подошвы выработки, либо рассечку с использованием стволового подвесного полка. В сравнении с рассмотренными выше схемами эти технологии характеризуются максимальной трудоемкостью, стоимостью и продолжительностью строительства. В эксплуатационных стволах работы по рассечке приствольных выработок дополнительно осложняются наличием постоянного оборудования, армировки и канатов в стволе. Возникает необходимость длительной остановки подъема и перекрепления участка ствола.
Технологически рассечка приствольных выработок в пройдѐнных стволах
может также производиться в направлении «к стволу» от существующих подзем-
21
ных выработок или соседних стволов. Однако эффективные схемы работ в настоящее время отсутствуют. Основной проблемой является неизученность вопросов, связанных с пониманием механизма формирования и изменения напряженно-деформированного состояния системы «приствольная выработка – пройденный ствол» в процесс строительства, на основании которого могут быть приняты
оптимальные технические и технологические решения.
1.3
Технические
строительства
и
решения
эксплуатации
по
повышению
участков
эффективности
приствольных
выработок
вертикальных стволов
Применяемые на практике решения по креплению стволов не отличаются
разнообразием. На участках вертикальных стволов, отнесенных к I - III категории устойчивости в основном применяются крепи из монолитного бетона толщиной до 500 мм. В более сложных условиях, в том числе на участках приствольных выработок, применяют бетонные, железобетонные или металлобетонные крепи увеличенной толщины. При этом увеличение толщины крепи на
каждые 50 мм приводит к увеличению стоимости ствола на 5...6%, а применение монолитного железобетона при одинаковой толщине крепи обуславливает
рост стоимости до 30%. Одновременно на 35% возрастает трудоѐмкость работ
[123, 124].
В соответствии с нормативными рекомендациями сопряжения и камеры загрузочных устройств необходимо размещать за пределами зон влияния геологических нарушений, весьма слабых пород, напорных водоносных горизонтов, преимущественно вкрест простирания пород. Для крепления сопряжений (горизонтальной части) и камер применяют металлобетонную (металлические арки из
двутавра с сетчатой металлической затяжкой в бетоне класса до В25) и железобетонную (с гибкой арматурой) крепи. Последнюю часто дополнительно усиливают
анкерной крепью с металлической сеткой. Крепление ствола в пределах проемов
сопряжений и не менее 5 м выше и ниже в обе стороны производится монолитным железобетоном с гибкой арматурой. На остальной части ствола, у сопряже-
22
ний, необходимость армирования определяется расчетом, если расчетная толщина крепи превышает 0,5 м при классе прочности бетона В25. Почву сопряжений
крепят монолитным бетоном с отставанием проемов для посадочных брусьев и
толкателей вагонеток. На высоте 5 м от сопряжения сооружают опорный венец.
В сложных горно-геологических условиях ствол на уровне сопряжений
крепят металлобетоном. Вверху и внизу сопряжения устраивают металлические
кольца, между ними колонны, а также гибкую арматуру. Между крепью ствола и
сопряжения предусматривают специальные деформационные швы. Над сопряжением или над водотрубным ходком устраивают опорный башмак [34].
За рубежом применяются шаровидные и грушевидные формы сопряжений,
отличающиеся значительными размерами и большим расходом металла.
Из основных мер по улучшению эксплуатации приствольных выработок
можно выделить следующие:
- оставление
предохранительных
целиков
требуемых
размеров,
предотвращающих негативное влияние очистных работ;
- научно обоснованное управление околоствольным массивом пород;
- применение эффективных видов крепи, технических мер защиты крепи и
армировки;
- выбор оптимальных форм и размеров поперечного сечения выработок.
Примеры известных решений по обеспечению устойчивости участков
приствольных выработок схематично проиллюстрированы на рисунке 1.10.
Так, на практике находят применение двух и многослойные конструкции
крепи. Один из слоев устраивается из податливого материала (рисунке 1.10, а). В
качестве него применяют блоки из пено- и шлакобетона, стекловолокнистые
маты, асфальтобетон, различные податливые смеси из бетона и др. Для наиболее
сложных
участков
в
качестве
гидравлические баллоны [88].
податливого
слоя
могут
применяться
23
1
2
а)
1
3
б)
1
5
4
в)
Рисунок 1.10 – Способы повышения работоспособности крепи сопряжений
вертикальных стволов:
1 – основная крепь, воспринимающая нагрузку; 2 – податливая крепь;
3 – деформационный шов; 4 – анкерная крепь;
5 – зона упрочнения пород
24
Таким образом, с помощью применения податливых крепей обеспечивается
необходимая разгрузка массива и снижение нагрузок на основную крепь.
В работе [139] предложен способ снижения концентрации напряжений в
районе сопряжения стволов с приствольными выработками, заключающийся в
том, что в стенках ствола (вдоль его оси) в районе сопряжения проводят щели.
Щели располагают так, чтобы они прошли через вертикальные оси сечений
приствольных
выработок
(места
максимальных
концентраций
окружных
напряжений) и в промежутках между приствольными выработками. При этом
глубина каждой щели по мере удаления от центра сопряжения уменьшается: в
центре она максимальна, а на определенном расстоянии от центра становится
нулевой. Таким образом, эти щели имеют эллиптический профиль, симметричный
относительно ствола, оси его соответствуют осям ствола и приствольной
выработки (см. рисунок 1.11).
Рисунок 1.11 – Принципиальная схема разделки сопряжения ствола
с приствольной выработкой
С целью исключения взаимного влияния конструктивных участков
сопряжения с различной интенсивностью деформаций целесообразна установка
компенсирующих деформационных швов (рисунок 1.10, б). Различают верхний и
нижний горизонтальные деформационные швы, устанавливаемые над верхним
опорным
венцом
и
под
нижним
опорным
венцом,
и
вертикальный
25
деформационный (отсекающий) шов, размещаемый в месте примыкания
сопряжения к стволу.
Так, Южгипрошахтом совместно с ШПСУ № 3 был разработан и реализован проект нового типа сопряжения вентиляционного ствола шахты им. М.И. Калинина с вентиляционным квершлагом гор. 727 м, при этом в местах, где возникают значительные напряжения, предусмотрены деформационные швы и усиленная крепь из металлических прокатных профилей (рисунок 1.12).
Рисунок 1.12 – Конструкция сопряжения ствола с деформационными
швами:
1 – деформационный шов; 2 – кольца жесткости; 3 – опорное кольцо;
4 – горизонтальная балка; 5 – вертикальные стойки
Упрочнение вмещающих пород в зоне приствольных выработок (см. рисунок 1.10, в) находит все большое распространение. Разработаны и применяются
различные
конструкции
анкерных
крепей,
в
том
числе
опережающих,
устанавливаемых из ствола по сечению сопряжения, анкеров канатного типа,
анкер-инъекторов и др.
За рубежом железобетонные анкеры и набрызгбетон, а также их комбинации, находят применение в качестве временной или постоянной крепи при реализации подходов Новоавстрийского метода крепления. Известно о применении
26
данной технологии при сооружении 15 сопряжений вертикальных стволов в Германии.
В Китае число вертикальных стволов, закреплѐнных комбинированной
крепью из анкеров и набрызгбетона, превышает 100. Анкерная крепь широко
применяется при сооружении стволов и приствольных выработок в ЮАР, Австралии, США, Канаде, Индии, Вьетнаме [143].
В нашей стране и странах СНГ анкерную крепь применяли на участках сопряжений стволов с горизонтами и приствольными камерами, при пересечении
неустойчивых пород, а также ремонтах крепи [83]. Находят применение и комбинированные способы обеспечения устойчивости участков приствольных выработок. Так, для стволов Донского ГОКа в сложных геомеханических условиях
разработана новая технология строительства сопряжений шахтного ствола с рабочими горизонтами на глубинах более 900 м. Ее основными элементами являются: анкерное закрепление законтурного массива ствола; устройство защитного
экрана над кровлей сопряжения рядами анкеров; возведение временной бетонной
крепи на участке сопряжения с последующим постоянным креплением тюбингами и заполнением затюбинговых пустот податливой смесью. Таким образом,
реализованы подходы, представленные на рисунках 1.10, а и 1.10, б.
С позиций технико-экономической эффективности возможность применения
ряда рассмотренных выше технических решений (устройство податливых слоев,
деформационных швов, разгрузочных щелей) в пройденных стволах нецелесообразно, так как вызывает необходимость разборки существующей крепи и длительной остановки подъема. Более перспективным подходом является усиление существующей крепи ствола и упрочнение околоствольного породного массива.
При ремонте вертикальных стволов в качестве традиционных решений применяют способы усиления крепи путем увеличения площади поперечного сечения
с применением железобетона, изменения конструктивной схемы крепи, усиления
крепи полимербетонными материалами, возведения дополнительного слоя комбинированной набрызгбетонной крепи в сочетании с металлической сеткой, анкерами, а также в ряде случаев швеллерных колец, металлических листов [83].
27
К недостаткам традиционных решений можно отнести необходимость изменения поперечного сечения ствола, низкую стойкость конструкций к воздействию
агрессивных сред, недостаточную эффективность при развитии в крепи растягивающих и изгибающих деформаций.
В строительстве, при сооружении жилых, общественных зданий, а также
мостов и тоннелей находят применение способы усиления несущих конструкций
из железобетона с помощью современных композиционных материалов на основе
углеродных волокон, стекловолокон, арамидных волокон [66].
При ремонте и усилении конструкций наиболее широко в настоящее время
используют углеродные волокна. Они могут производится из различного сырья:
полиакрилонитрильного прекурсора, очищенной нефти, угля, пеков, целлюлозы.
Усиливающие конструкции на основе углеродных волокон производятся в
виде холстов или ламинатов. В холстах волокна располагают в перпендикулярных
направлениях. На очищенную поверхность конструкции, требующей усиления,
они наклеиваются отдельными слоями с помощью эпоксидных смол. В заводских
условиях также изготавливаются углепластиковые ламинаты толщиной 1,2 - 1,5
мм и более [66]. По сравнению с холстами они характеризуются более высокой
стоимостью и несущей способностью. Их важным преимуществом является значительное уменьшение трудоемкости работ по устройству усиливающего слоя, что
особенно важно в условиях ограниченного пространства подземных выработок.
Широкое внедрение композиционных материалов для усиления крепи стволов сдерживается в настоящее время недостаточной изученностью вопросов их
совместного взаимодействия в системе «крепь – породный массив», а также отсутствием методических основ проектирования параметров крепи усиления.
При рассечке приствольных выработок в пройдѐнных и эксплуатационных
стволах, заармированных жесткой армировкой, одновременно с вопросами устойчивости породного массива и крепи в зоне строительства необходимо решить задачу по обеспечению работоспособности конструкций армировки. Влияние приствольных выработок приводит к деформациям расстрелов, искривлению проводников и разрушению узлов крепления армировки к стенкам ствола.
28
Анализ известных разработок в данной области позволяет выделить ряд
конструктивных решений армировки для сложных горно-геологических условий,
реализующих принцип исключения опирания несущих конструкций армировки в
зонах интенсивного деформирования стенок ствола.
Так, известно техническое решение, предусматривающая на опасных
участках ствола отказ от типовых многорасстрельных ярусов в пользу
пространственных протяженных конструкций [117].
В частности разработана конструкция в виде плоскопараллельных рам (рисунок 1.13). Она включает опорные расстрелы 1, которые монтируются на
устойчивом участке ствола, вертикальные стойки 2, предназначенные для
опирания промежуточных расстрелов 3. К промежуточным расстрелам крепятся
проводники 4.
Рисунок 1.13 – Схема конструкции армировки с опиранием вне участка
деформирующегося массива в виде плоскопараллельных рам
В
условиях больших
нагрузок
на армировку может
применяться
пространственная конструкция (рисунок 1.13) с дополнительными связями 5,
29
которые увеличивают жесткость армировки и исключают развитие в проводниках
чрезмерных прогибов.
Предлагаемые технические решения могут быть применены для типового
ряда схем армировки стволов различного назначения, однако в работе [117]
выполнена оценка работоспособности предлагаемых конструкций только для
клетевых стволов.
Рисунок 1.13 – Схема конструкции армировки с опиранием вне участка
деформирующегося массива в виде пространственных конструкций
В работе [84] для повышения работоспособности армировки разработана
конструкция с дополнительной опорной ветвью.
Принципиальная схема
армировки представлена на рисунке 1.14. Основными несущими элементами
армировки являются консоли 1, прикрепленные одним концом к стенке ствола. К
каждой консоли с помощью соединений 2 крепится опорная ветвь 3. Проводник 4
соединен с опорной ветвью 3 с помощью связей 5, которые располагаются между
ярусов армировки на равном удалении от консолей.
30
Рисунок 1.14 – Схема конструкции армировки с дополнительной опорной ветвью
Тем самым достигается увеличение шага армировки и уменьшение точек
контакта конструкции со стенкой ствола в зоне возможных чрезмерных деформаций.
Для применения эффективных пространственных конструкций армировки
на участках приствольных выработок требуется их дальнейшее совершенствование и адаптация схем и узлов крепления.
В целом выполненный краткий анализ свидетельствует о необходимости
применения в зонах влияния приствольной выработки комплексных технических
решений, направленных на обеспечение устойчивости околоствольного массива,
сохранности и требуемой несущей способности крепи, а также работоспособности
конструкций армировки с минимальными технико-экономическими затратами.
31
1.4 Современные исследования в области оценки напряженодеформированного состояния вертикальных стволов и приствольных выработок
Значительный вклад в решение задач, связанных с исследованием напряжено-деформированного состояния и совершенствованием технологий строительства вертикальных стволов, внесли А.Г. Акимов, И.В. Баклашов, Ф.А. Белаенко, В.Е. Боликов, В.А. Борисовец, С.В. Борщевский, А.В. Будник, Н.С. Булычев, И.Ю. Воронина, В.И. Голик, Б.А. Грядущий, А.Н. Динник, И.Е. Долгий, В.А.
Дрибан, Б.А. Картозия, А.М. Кóзел, И.Г. Косков, К.В. Кошелев, Г.А. Крупенников, В.В. Левит, В.В. Макаров, А.П. Максимов, И.Г. Манец, В.В. Першин, М.С.
Плешко, Н.М. Покровский, В.А. Прагер, А.А. Привалов, А.Ю. Прокопов, А.Г.
Протосеня, А.А. Репко, Г.Н. Савин, И.И. Савин, В.И. Сарычев, С.В. Сергеев, С.Г.
Страданченко, П.С. Сыркин, В.А. Ткачев, Б.М. Усаченко, Н.Н. Фотиева, Х.Х. Хакимов, А.Н. Шашенко, М.Н. Шуплик, Ф.И. Ягодкин и др. ученые. [1, 2, 7; 9; 12]
Вопросам анализа напряженно-деформированного состояния сопряжений
стволов с выработками околоствольного двора, разработке технических и технологических решений по сооружению приствольных выработок посвящены работы И.В. Баклашова, В.Е. Боликова, А.А. Бородули, Н.С. Булычева, М.В. Вяльцева, В.А. Дрибана, А.М. Кóзела, И.А. Колдунова, В.В. Левита, М.С. Плешко,
С.В. Сергеева, И.А. Южанина, Ф.И. Ягодкина и др.
В работах В.Е. Боликова, А.А. Бородули, В.А. Дрибана, И.А. Колдунова,
С.В. Сергеева, И.А. Южанина и др. выполнены комплексные натурные исследования по анализу напряженно-деформированного состояния участков сопряжений вертикальных стволов, выявлению причин нарушений крепи и армировки с
учетом влияния горно-геологических и горнотехнических факторов[9; 140].
Исследованию напряженно-деформированного состояния участков приствольных выработок с помощью современных методов математического моделирования посвящены работы И.В. Баклашова, В.В. Левита, М.С. Плешко и др [7,
50, 87]. Ими изучены аспекты влияния геометрической формы выработок, техно-
32
логии ведения работ, неоднородности горных пород, развития упругопластических деформаций и др.
Эффективные технологические схемы сооружения сопряжений вертикальных стволов одновременно с проходкой ствола разработаны А.А. Бородулей,
М.В. Вяльцевым, В.В. Левитом, Ф.И. Ягодкиным и др. М.В. Вальцевым рассматривались вопросы технологии сооружения сопряжений и в пройденных стволах,
однако в качестве основной технологии принята схема рассечки в направлении из
ствола. [12, 20, 142,143,144].
Эффективные технические решения по обеспечению устойчивости участков приствольных стволов рассмотрены в работах В.Е. Боликова, А.А. Бородули,
М.В. Вяльцева, А.М. Кóзела, И.А. Колдунова, В.В. Левита, М.С. Плешко, И.А.
Южанина, Ф.И. Ягодкина и др.
В работах В.Е. Боликова, Н.С. Булычева, В.В. Левита и др. обоснованы
параметры многослойных конструкций крепи, в том числе с включением слоя
податливости.
А.М. Кóзелом обоснованы параметры анкерного крепления и деформационных швов в стволах в зонах влияния очистных работ и сопряжений стволов.
Данные рекомендации нашли отражение в СП 91.13330.2012 «Подземные горные
выработки». Актуализированная редакция СНиП II-94-80.
В работах А.А. Бородули, М.В. Вяльцева, М.С. Плешко, Ф.И. Ягодкина и
др. обоснованы параметры анкерного упрочнения крепи и пород участков приствольных выработок и комбинированной анкерно-бетонной крепи, которые позволили существенно повысить технико-экономическую эффективность строительство приствольных выработок одновременно с проходкой ствола.
В то же время геотехнологические аспекты сооружения приствольных выработок в пройдѐнных и эксплуатационных стволах, нуждаются в дальнейшем
изучении.
Известно, что строительство вертикального ствола приводит к перераспределению напряжений и развитию деформаций в окрестности выработки. В
определенных условиях происходит образование зон предельного состояния по-
33
род, которые в дальнейшем разрушаются в условиях неоднородных объемных
напряженных состояний.
В классических трудах И.В. Баклашова, Н.С. Булычева, А.Г. Протосени и
др. показано, что дефектная среда вокруг ствола может включать различные области деформирования и разрушения: примыкающие к внешней поверхности
крепи области остаточной прочности или области руинного разрушения; области
запредельного деформирования с постепенно возрастающей в глубь массива
прочностью пород.
Сама крепь также не может рассматриваться как однородная среда с постоянными физико-механическими характеристиками и геометрическими параметрами.
Фактические геометрические и прочностные параметры бетонной крепи
также существенно отличаются от проектных. Отклонения внутреннего контура
крепи обусловлены неточностью установки опалубки в период проходки и ее постепенным искривлением. Отклонения внешнего контура крепи обусловливаются
качеством буровзрывных работ (коэффициентом излишка сечения ствола), а также
объемом произошедших вывалов породы до возведения крепи. Неоднородность по
прочности вызвана технологией укладки бетона за опалубку, возникновением «холодных швов» и др. Отдельные исследования этих аспектов выполнены в работах
О.Г. Быковой, Н.В. Меренковой, М.В. Прокоповой [19, 61, 100. 101].
При эксплуатации ствола вследствие развития коррозионных и деформационных процессов рабочие характеристики крепи ухудшаются, образуются локальные зоны отрыва крепи от массива и пустоты за крепью, возникают дефекты
в объеме бетона крепи в виде вывалов, трещин и др. В связи с этим сооружение
приствольной выработки в ранее пройденных и эксплуатационных стволах происходит во вторичном поле напряжений и приводит к существенному изменению
сформированного напряженно-деформированного состояния в системе «крепь –
массив», образованию в определенных условиях участков потери устойчивости
ствола, новых зон разрушения и сниженной прочности пород, деформаций армировки. Характер и интенсивность этих процессов будут в том числе определяться
34
состоянием крепи и окружающего массива до начала работ, а также технологическими параметрами схем сооружения приствольных выработок.
Таким образом, на основании проведенного исследования сформулирована
цель диссертационной работы: обоснование технологических схем сооружения
приствольных выработок в пройденных вертикальных стволах, обеспечивающих
уменьшение продолжительности строительства и снижение негативного влияния
работ на конструкции ствола.
Задачи исследований:
− установить закономерности изменения напряженно-деформированного
состояния системы «крепь – породный массив» при различных схемах сооружения приствольных выработок с учетом фактического состояния пройденного
ствола;
− обосновать технические решения по повышению устойчивости участков
пройденных стволов в зоне влияния приствольных выработок, а также сохранности крепи и армировки;
− разработать эффективные технологические схемы сооружения приствольных выработок в пройденных вертикальных стволах;
− выполнить опытно-промышленную апробацию и внедрение разработанных решений.
35
2 ПОЭТАПНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННОДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПРОЙДЕННОГО СТВОЛА НА
УЧАСТКЕ СООРУЖЕНИЯ ПРИСТВОЛЬНОЙ ВЫРАБОТКИ
2.1 Основные положения
Напряженно-деформированное состояние породного массива в естественном состоянии определяется большим количеством факторов: глубиной рассматриваемого горизонта и весом вышележащих пород, тектоническими процессами,
протекающими в земной коре, давлением газов, подземных вод, температурными
изменениями и др.
Строительство вертикального ствола приводит к перераспределению напряжений и развитию деформаций в окрестности выработки. В определенных условиях происходит образование зон предельного состояния пород, которые в
дальнейшем разрушаются в условиях неоднородных объемных напряженных состояний.
Деформирование и разрушение пород вокруг ствола происходит постепенно или мгновенно в направлении от контура выработки вглубь массива. Основная
задача крепи – не допустить развития этих негативных процессов.
В стволах в большинстве случаев применяются жесткие конструкции крепи
с высокой несущей способностью. Крепь на первом этапе деформируется вместе
с массивом и уменьшает величину смещений стенок ствола. Концентрация напряжений в породах вокруг ствола несколько снижается, а зоны разрушения пород, если они появляются, имеют ограниченные размеры и развиваются медленнее. На определенном этапе формируется статическое равновесие в системе
«крепь – массив», характеризуемое определенным уровнем напряжений в элементах системы и величинами реализованных смещений стенок ствола.
Состояние пород вокруг пройденного ствола после наступления статического равновесия в системе определяется большим количеством факторов (таблица 2.1). Как правило, в породах средней устойчивости и неустойчивых эта об-
36
ласть приобретает технологическую неоднородность прочностных и деформационных характеристик и может рассматриваться как дефектная среда [6,46].
Таблица 2.1 – Основные факторы, определяющие состояние породного
массива вокруг ствола
Параметры ствола
Параметры породного
и технологии работ
массива
Глубина ствола
Прочность пород
Диаметр ствола
Структура, трещиноватость пород
Способ строительства
Деформационные и реологические
свойства пород
Технология разработки забоя
Мощность и угол залегания слоев
пород
Вид постоянной и временной крепи
Обводненность, химический состав
подземных вод
Параметры паспорта буровзрывных
Наличие геологических нарушений
работ
Скорость проходки, продолжитель-
Анизотропия пород
ность выполнения отдельных проходческих процессов
Дефектная среда вокруг ствола может включать различные области деформирования и разрушения: примыкающие к внешней поверхности крепи области
остаточной прочности или области руинного разрушения; области запредельного
деформирования с постепенно возрастающей в глубь массива прочностью пород
[6].
В процессе эксплуатации реологические процессы могут вызвать увеличение размеров характерных областей разрушения горных пород, что приводит к
снижению общей устойчивости ствола и увеличению нагрузок на крепь.
37
Сама крепь, также не может рассматриваться как однородная среда с постоянными физико-механическими характеристиками и геометрическими параметрами.
Исследованиями [61,124] установлено, что фактическая прочность бетона
крепи значительно ниже прочности контрольных образцов. В зонах «холодных»
швов наблюдается еще более существенное снижение прочностных характеристик крепи.
Фактические геометрические параметры бетонной крепи также существенно отличаются от проектных. Геометрическая неоднородность крепи вертикального ствола может сформироваться вследствие следующих причин:
 некачественной организации буровзрывных работ, возникновения вывалов, приводящих к отклонениям фактического сечения ствола в проходке от проектного;
 неправильной центровки стволовой опалубки и ее искривления в процессе проходки, приводящих к изменению площади ствола в свету;
 образования «холодных швов» между заходками, приводящих к появлению горизонтальных зазоров в крепи;
 развития дефектов в крепи в процессе эксплуатации, образования локальных вывалов, отслоения крепи и т.п., приводящих к уменьшению толщины
крепи на отдельных участках.
Анализ отдельных перечисленных выше факторов производился в работах
[19,61,100]. Однако в основном анализировались данные маркшейдерских журналов проходок, натурные исследования крепи пройденных стволов не проводились. В то же время при эксплуатации ствола вследствие развития коррозионных
и деформационных процессов рабочие характеристики крепи могут ухудшаться,
образуются локальные зоны отрыва крепи от массива и пустоты за крепью, возникают дефекты в объеме бетона крепи в виде заколов, вывалов, трещин и др.
Эти обстоятельства не учитываются при реализации типовой схемы сооружения приствольных выработок одновременно с проходкой ствола. Закономерности формирования и изменения напряженно-деформированного состояния уча-
38
стков приствольных выработок в период проходки стволов изучены в работах
[8,12,20,39,83,96,134,139].
При сооружении приствольных выработок в пройдѐнном стволе, их рассечка может производиться в направлении от ствола или к нему. Строительство
осуществляется в условиях сформировавшегося вторичного напряженнодеформированного состояния системы «крепь – массив» и приводит к его дальнейшему изменению, образованию новых зон разрушения и сниженной прочности пород. Таким образом, реализуется несколько иной механизм формирования
напряженно-деформированного состояния участка приствольных выработок, который нуждается в дальнейшем изучении.
2.2 Анализ вторичного напряженно-деформированного состояния
пройденного ствола. Оценка несущей способности крепи
В
соответствии
с
положениями
[16,18,110]
анализ
напряженно-
деформированного состояния системы «крепь – породный массив» может быть
произведен в рамках решения плоской контактной задачи. Важнейшей задачей
такого анализа является оценка несущей способности крепи ствола, которая осуществляется, прежде всего, по значениям нормальных тангенциальных напряжений.
Для решения этой задачи применительно к пройденному стволу, рассмотрим вертикальную выработку круглого сечения радиусом вчерне R0, закрепленную конструкцией крепи 3 (рисунок 2.1) с изменяющимися геометрическими и
прочностными параметрами, вокруг которой сформировалась область запредельного деформирования 2 с постепенно возрастающей в глубь массива прочностью
пород. Она ограничена радиусом R12, r12= R12/R0; за пределами которого расположена остальная часть массива 1 в естественном состоянии бесконечного радиуса.
С учетом этого средние нормальные тангенциальные напряжения в крепи с
однородными параметрами могут быть определены из выражения
   q  K1  K 2 m  0,5 ,
(2.1)
39
где
q – эквивалентные напряжения в окружающем породном массиве, прило-
женные на бесконечности,
q   H
2
,
0  1
здесь  – коэффициент бокового давления в нетронутом массиве;
γ – средний объемный вес вышележащий толщи пород;
Н – глубина рассматриваемого участка от земной поверхности;
0 – коэффициент, равный при плоской деформации 0=3 – 40;
0 – коэффициент Пуассона пород;
Рисунок 2.1 – Расчетная схема к оценке напряженно-деформированного
состояния системы «крепь – массив» пройденного ствола
(2.2)
40
K1 – коэффициент передачи напряжений через внешний бесконечный слой
1 породного массива:
К1 
0 1
2
,
G0 1
'
'


d

K

d
1( 2 )
2
22 
G2 c22  1
(2.3)
G0 – модуль сдвига пород массива в естественном состоянии;
G2 – средний модуль сдвига пород в зоне разрушения и сниженной
прочности;
с2=R12/R0;
d1'( 2)  c22  0  1  2;
d 2' ( 2)   0  1 ;
K2 – коэффициент передачи напряжений через зону разрушения и сниженной прочности пород:
d1( 2)
K2 
d 2( 2)
где
G2 c22  1 ' ,

 d1(1)
G1 c12  1
(2.4)
d 2( 2)  2c22   0  1 ;
d1'(1)  c12 1  1  2;
c1  R0 /( R0  t ) ;
0=3 – 41;
G1 – модуль сдвига бетона;
1 – коэффициент Пуассона бетона;
t – толщина крепи.
Для определения геометрических параметров зоны запредельного деформирования воспользуемся известным решением И.В. Баклашова [6]. Выражение
для определения относительного радиуса r12 имеет вид
41

2M    12 t    cж   1 2
 2M    12 t 
  1 2  1 
 1
 2


  1  1  2 
2   1


r12  


2

p
At 
  0 2
0


 q


3
 2

где



1
 


 ,

 

(2.5)
λ – коэффициент, определяемый в зависимости от угла внутреннего трения
пород по формуле  
sin 
;
1  sin p
σ0 – остаточная прочность горных пород, изменяется в пределах 3 - 20% от
предела прочности пород на одноосное сжатие σсж;
p – реактивное сопротивление крепи;
М∞ – длительный модуль спада горных пород при одноосном сжатии, определяемый экспериментально установленной зависимостью
M  M0
 cж    0
,
 сж   0
(2.6)
σcж – предел мгновенной прочности горных пород;
σcж∞ – предел длительной прочности пород, для слабых пластичных пород
составляет (0,3 - 0,7) σсж, для пород средней крепости и крепких – (0,7 - 0,95) σсж;
M0 – мгновенный модуль спада при одноосном сжатии;
А(t) – функция времени,
A(t )  3
2q   cж (t )
,
2  1
(2.7)
σсж(t) – снижающийся во времени предел прочности горных пород на одноосное сжатие;
εθ12 – окружная деформация в массиве на границе раздела R12 в виде функции времени,
 A
A
A
  12 t      0  
2 E  2 E0 2 E
A  3
2q   cж
,
2  1
tE
  tE0
e
,

(2.8)
42
A0  3
2q   cж
;
2  1


  2 E x / E y   xy 
Ex 
Ex
;
G1
E1
E1
E
E 1
; Ey 
;  xy 
; G1 
;
2
E 2


1 
E
1


2
1


1
1
1
1
E1
Е, Е1 – модули деформации породного массива соответственно в плоскости напластования и по нормали к плоскости напластования;
μ, μ1 – коэффициенты поперечной деформации соответственно в плоскости напластования и по нормали к плоскости напластования.
Приведенное выше решение общей задачи имеет частные решения:
- для идеально-хрупких породных массивов
 2 q  At  / 3  0 
r12 (t )  

2p   0


1
2
;
(2.9)
- для идеально-пластичных породных массивов
1
2
 2 q  At  / 3  сж 
r12 (t )  
 .
2p   сж


(2.10)
Данные идеализированные геомеханические модели соответственно характеризуют максимально (идеально-хрупкая) и минимально (идеально-пластичная)
возможные расчетные величины параметра r12.
Сопоставления фактических размеров зон разрушения пород с расчетными
показывают, что последние меньше на 20 - 30% в зависимости от вида пород. В
то же время объем статистических данных по размерам зон разрушения пород
вокруг вертикальных стволов весьма ограничен и не позволяет на должном уровне оценить достоверность того или иного расчетного метода [51]. Другой проблемой является сложность применения выражения (2.5) на практике, так как
многие входящие в нее величины не определяются при стандартных геомеханических исследованиях.
43
Для решения этой проблемы рассмотрим два основных подхода:
1. Использование вероятностно-статистических методов, в частности метода группового учета аргументов (МГУА). Этот метод дает возможность оценивать влияние каждого фактора на устойчивость подземного сооружения, определить весовые коэффициенты и построить выходную функцию в случае недостатка информации о том, какие именно входные переменные дают наибольший
вклад. Размер зоны разрушения пород вокруг ствола рассматривается как случайная величина, формируемая под воздействием многих случайных причин
[135,136].
2. Рассмотрение наиболее негативного случая для обеспечения большего
запаса прочности крепи, в качестве которого может быть принята идеальнохрупкая модель с геомеханическими параметрами, обусловливающими максимальные размеры зон разрушения пород вокруг ствола.
Общим недостатком рассмотренного метода является отсутствие учета реализованных смещений пород до возведения постоянной крепи ствола и отклонений фактического радиуса ствола и толщины крепи от проектных положений
вследствие вывалов и других факторов. Общеизвестно, что размеры породных
вывалов в стволе в период проходки характеризуют устойчивость пород и качество технологии проведения проходческих работ. Комплексный анализ объемов
вывалов пород при проходке стволов выполнен в работе [11]. В результате обработки данных получено следующее корреляционное выражение для определения
объемов вывалов:
V 
где
Rпр = Rt
6,25
0,71
w
0 , 64

1
,
54

1
,
005

W

,
2, 4 R
1  0,98  e 0, 0003Vc
1  0,84  e пр



Н ;
Rt – длительная прочность пород, МПа;
3
 – объемный вес пород, МН/м ; H – глубина ствола, м;
W – остаточный водоприток в ствол, м3/ч;
Vc – скорость проходки, м/мес.

(2.11)
44
Из выражения (2.11) видно, что размеры вывалов обусловливаются не
только параметрами напряженно-деформированного состояния пород, но также
величиной водопритоков в ствол и технологическими факторами.
Реализация процесса вывалообразования до возведения основной крепи
приводит к увеличению фактического радиуса ствола вчерне и изменению напряженно-деформированного состояния породного массива. С учетом этого
окончательное выражение для определения максимального размера зон разрушения и сниженной прочности пород вокруг ствола может быть представлено в виде
1
2
 2 q  At  / 3  0 
R12 (t )  
 R0  RV ,
2



0


(2.12)
где ΔRV – дополнительное увеличение максимального размера зон разрушения и
сниженной прочности пород вокруг ствола вследствие перераспределения напряжений в породном массиве после реализации вывалов до возведения основной крепи, которое определяется величиной отношения фактического радиуса
ствола вчерне к проектному.
Таким образом, оценка напряженно-деформированного состояния крепи
пройденного ствола только аналитическими методами не позволяет получить
полностью достоверные результаты, так как они не могут учесть влияния технологических и эксплуатационных факторов. Необходимы дополнительные натурные исследования состояния ствола перед рассечкой приствольных выработок.
2.3 Исследование фактического состояния монолитной бетонной крепи
эксплуатационного ствола
2.3.1 Методика проведения испытаний
Целью настоящей работы является исследование фактического состояния
пройденных стволов, выявление закономерностей изменения фактических геометрических параметров крепи, нарушений и скрытых дефектов.
45
В качестве объекта исследования приняты вертикальные стволы шахты
«Обуховская №1». В соответствии с рекомендациями ВНИМИ [47] при проведении исследований принято:
– число опытных участков на объекте – не менее трѐх;
– протяжѐнность опытного участка – не менее пяти радиусов ствола в проходке;
– опытные участки выбраны с аналогичными физико-механическими и
геометрическими параметрами, характерными для ствола (таблица 2.2).
Таблица 2.2 – Характеристика опытных участков
№ п/п
1
Наименование параметра
Диаметр ствола в свету, м
Толщина
2
Значения параметра
7,0
монолитной
бетонной крепи, мм
400
3
Класс бетона крепи
В20
4
Диапазон глубин, м
456 - 574
5
Тип горных пород
Диапазон изменения прочности пород
6
на одноосное сжатие, МПа
Диапазон изменения модуля деформа-
7
ции пород, МПа
Диапазон
8
изменения коэффициента
поперечной деформации пород
Сланцы глинистые, сланцы песчаноглинистые, сланцы песчаные
21 - 46
12100 -25400
0,34 -0,39
Исследование геометрических параметров крепи осуществлялось с помощью ультразвукового томографа МИРА. Техническая характеристика прибора
представлена в таблице 2.3.
Ультразвуковой томограф А1040 MIRA предназначен для контроля конструкций при одностороннем доступе к ним с целью определения целостности материала в конструкции, поиска инородных включений, полостей, непроливов,
расслоений и трещин, а также измерения толщины объекта контроля. Возможен
контроль объектов с толщиной до 2,5 м.
46
Таблица 2.3 – Техническая характеристика томографа А1040 MIRA
Параметр
№ п/п
Значение
1
Габаритные размеры, мм
380×130×140
2
Вес (с аккумулятором), кг
4,2
3
Тип дисплея
4
Количество точек экрана
5
Диагональ экрана
6
Число каналов
12
7
Число преобразователей
48
8
Номинальная частота преобразователя, кГц
50
Ширина полосы пропускания по уровню -6
9
дБ в режиме излучение-прием, кГц
цветной TFT LCD
640×480
14.4 мм, (5.7”)
25 - 80
10
Рабочий тип ультразвуковых волн
11
Источник питания
12
Время непрерывной работы от аккумулятора
6 часов
13
Время заряда аккумулятора
5 часов
14
Рабочий диапазон напряжения, В
9.3 – 12.6
15
Рабочий диапазон тока, А
0.5 – 0.7
16
Диапазон рабочих температур,°C
17
Приемник
18
Рабочий диапазон частот, кГц
Гарантированные минимальные и макси-
19
мальные измеряемые толщины в бетоне, мм
Максимальная глубина обзора в бетоне, в
20
природном камне, мм
Максимальная глубина обзора в железобето-
21
не, мм
Минимальный размер обнаруживаемого от-
22
ражателя
Диапазон устанавливаемых скоростей ульт-
23
развука, м/с
поперечные
литиевый аккумулятор
-10 … +50
15 - 180
50 - 600
2500
800
сфера диаметром 30 мм на
глубине 400 мм в бетоне
М400
1000 - 4000
47
Измерительный блок томографа содержит матричную антенную решетку
из 48 (12 блоков по 4 элемента в каждом) низкочастотных широкополосных преобразователей поперечных волн с сухим точечным контактом и керамическими
износостойкими наконечниками (рисунок 2.2). Это обеспечивает их продолжительное использование по грубым поверхностям, без применения контактной
жидкости. Каждый преобразователь имеет независимый пружинный подвес, что
позволяет проводить контроль по неровным поверхностям. Номинальная рабочая
частота решетки 50 кГц.
а)
б)
Рисунок 2.2 – Внешний вид прибора А1040 MIRA:
а) лицевая сторона с экраном и кнопками управления;
б) тыльная сторона с антенной решеткой
В приборе используется метод синтезированной фокусируемой апертуры с
комбинационным зондированием (САФТ-К), при котором происходит фокусировка ультразвука в каждую точку полупространства. Массив данных формируется путем сбора информации со всех измерительных пар антенного устройства
томографа. Принимаемые антенной решеткой сигналы обрабатываются на встроенном компьютере непосредственно в процессе работы, представляются на экране прибора и сохраняются в памяти. В результате получается наглядный образ
48
сечения объекта контроля (В-тип), где разными цветами (в зависимости от выбранной цветовой схемы) закодирована отражающая способность каждой точки
визуализируемого объема (рисунок 2.3). Время сбора данных и вывода на экран
образа сечения в одной позиции решетки – 3 сек.
Рисунок 2.3 – Схема взаимного расположения сканирующих плоскостей
A1040 MIRA имеет два основных режима работы: «ОБЗОР» и «КАРТА».
Режим «ОБЗОР» предназначен для оперативного просмотра внутренней
структуры конструкции в произвольных местах. На экране отображается Втомограмма на глубину до 2 м.
Дополнительно в данном режиме возможно:
 автоматическое определение скорости распространения ультразвуковой
волны;
 измерение координат и уровней образов в томограмме;
 измерение толщины конструкции;
Режим «КАРТА» предназначен для формирования массива данных в форме
набора В-томограмм объекта контроля (перпендикулярных поверхности) при
сканировании антенной решеткой вдоль ранее размеченных линий с постоянным
шагом. Из накопленного 3-мерного массива данных можно выводить на экран
любое изображение В-типа.
49
Контроль проводится по схеме пошагового сканирования объекта контроля
с объединением данных и реконструкцией объема под всей отсканированной
площадью объекта.
Дополнительно при проведении исследований проводилась визуальная
оценка состояния крепи и определялась фактическая прочность бетона. Общая
визуальная оценка состояния крепи включала фотофиксацию видимых трещин и
вывалов в крепи, измерение геометрических размеров нарушений при помощи
рулетки.
Определение прочности крепи осуществлялось методом ударного импульса
с помощью измерителя прочности бетона ИПС – МГ4 в соответствии с требованиями ГОСТ 22690-88.
2.3.2 Анализ результатов исследований
В результате проведения исследований выполнены измерения бетонной
крепи на трех опытных участках с общей площадью поверхности 264 м 2. Контроль геометрических параметров производился в режиме «КАРТА» путем сканирования антенной решеткой томографа A1040 MIRA вдоль ранее размеченной
сетки 10х10 см. Для защиты прибора от действия агрессивных шахтных вод прибор предварительно помещался в защитную полиэтиленовую оболочку.
Одно измерение проводилось в течение 7 - 10 с и включало в себя установку прибора на новое положение, прижатие антенной решетки к поверхности крепи, нажатие кнопки «сканирование», проведение сканирования, обработку поступившего сигнала. В результате обработки формировался скан исследуемого
участка, который размещался на общую карту в соответствии с заданными координатами. На рисунке 2.4 представлены примеры полученных в результате исследований сканов монолитной бетонной крепи с характерно выраженными
внутренними дефектами и изменением толщины крепи.
50
а)
б)
в)
Рисунок 2.4 – Примеры полученных сканов монолитной бетонной крепи
На представленных сканах красным цветом показана область отражения
ультразвуковых волн, по которой можно судить о фактической толщине исследуемой конструкции, а также наличии внутренних дефектов или неоднородно-
51
стей. Таким образом, наблюдается изменение фактической толщины крепи в пределах 6 - 8 см, что составляет 15 - 25% от проектной.
Одновременно выявлялись нарушения крепи на ее внутренней, видимой
глазу поверхности в форме локальных вывалов и трещин. Определение геометрических размеров дефектов осуществлялось при помощи рулетки. Примеры выявленных дефектов крепи представлены на рисунке 2.5.
а)
б)
52
в)
Рисунок 2.5 – Примеры выявленных дефектов крепи стволов
Результаты обработки полученных данных представлены в табл. 2.4.
Таблица 2.4 – Результаты обработки данных по исследованию фактических
параметров крепи
№
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
tпр, мм
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
400
tф.max, мм
620
734
780
816
762
714
475
470
487
464
456
455
440
442
468
478
466
472
469
478
470
470
468
512
t, ф.min, мм
423
434
412
376
312
367
430
433
460
312
365
365
346
348
348
356
355
355
312
320
356
303
309
367
Δtmax, мм
197
300
368
440
450
347
45
37
27
152
91
90
94
94
120
122
111
117
157
158
114
167
159
145
Rф.min МПа
23.4
21.4
20.6
24.8
25.3
20.5
19.9
17.4
23.5
24.5
22.3
21.4
18.7
16.8
17.8
16.9
17.8
18.9
18.6
19.2
18.4
19.5
18.4
18.6
Rф., МПа
19.8
21.5
19.7
19.4
25.3
21.4
18.9
19.5
14.4
21.5
22.3
21.4
19.4
17.2
16.9
16.9
17.5
21.2
19.6
19.4
19.2
17.5
18.6
18.9
53
Продолжение табл. 2.4
25
26
27
28
29
30
400
400
400
400
400
400
505
508
509
504
511
508
355
287
275
298
304
314
150
221
234
206
207
194
22.4
21.3
25.6
20.5
19.8
19.6
21.3
19.3
23.4
19.4
18.6
18.5
Примечание: в таблице приняты следующие условные обозначения:
tпр – проектная толщина крепи; tф.max – максимальная фактическая толщина крепи на
исследованной высотной отметке ствола; t, ф.min – минимальная фактическая толщина крепи на
исследованной высотной отметке ствола; Δtmax – максимальный перепад толщины крепи на исследованной высотной отметке ствола; Rф.min – фактическая прочность бетона крепи на участке
с минимальной толщиной; Rф – минимальная прочность бетона крепи, выявленная на исследованной высотной отметке ствола.
Обработка полученных данных показывает, что максимальная толщина
крепи на трех исследованных участках составила 816 мм (204,0% от проектной),
минимальная – 275 мм (68,75%), максимальный перепад толщины крепи в одном
сечении ствола достиг – 450 мм.
На рисунке 2.6 представлен пример построенной по результатам исследований 3D-модели оболочки крепи 3-го участка.
Рисунок 2.6 – 3D-модель оболочки крепи исследованного участка ствола:
1 – область утонения крепи; 2 – область крепи с толщиной, превышающей проектную
54
Таким образом, в результате исследований установлено, что крепь пройденного ствола представляет собой сложную пространственную фигуру с изменяющимся по высоте поперечным сечением. Фактическая толщина крепи отклоняется от проектной в два и более раз, что может оказать значительное влияние
на запас несущей способности крепи пройденного ствола.
2.4
Численное
моделирование
участков
пройденного
ствола
с неоднородными параметрами крепи
2.4.1 Разработка математической модели эксплуатационного ствола
Для оценки влияния выявленных фактических неоднородностей крепи
пройденного ствола на запас ее несущей способности выполним математическое
моделирование участков пройденного ствола с неоднородными параметрами
крепи. Наиболее полно требованиям данной задачи, а также задач, связанных с
анализом напряженно-деформированного состояния стволов в зоне строительства
приствольных выработок, отвечает метод конечных элементов. Для создания
математической моделей, выполнения расчетов и анализа полученных данных
принят программный комплекс «Лира – 9.4», который имеет достаточную
апробацию при решении геомеханических задач.
Рассмотрим исходные данные и отличительные особенности математической модели пройденного ствола с учетом выполненных ранее аналитических и
экспериментальных исследований.
В результате анализа существующих горно-геологических условий Донбасса,
параметров эксплуатируемых, строящихся и проектируемых вертикальных стволов,
определен следующий перечень исходных данных моделирования и диапазон их
варьирования (таблица 2.5).
Для более полной адекватности модели реальным условиям принимается
объемный тип конечно-элементной модели цилиндрической формы.
Таблица 2.5 – Исходные данные для математического моделирования
55
№
Наименование параметра
п/п
1
Категория
Характеристики породного массива
устойчивости
пород
по СП 91.13330.2012
2
Прочность пород, МПа
3
Угол падения пород, град.
4
5
6
7
8
1
Значение параметра
Модуль деформации вмещающих пород,
ГПа
Коэффициент поперечной деформации
пород
I - III
5,0 - 120,0
0 - 450
1,0 - 30,0
0,2 - 0,4
Средний удельный вес вышележащей
28,0
толщи пород, кН/м3
Реологические характеристики горных
пород:
Минимальная мощность породных
слоев, м
α =0,67 - 0,71;
=0,008 - 0,021 сα-1
0,5 м
Характеристика вертикального ствола
Главный, вспомогательный,
Назначение ствола
вентиляционный
2
Глубина ствола, м
3
Диаметр ствола в свету, м
4
Базовая конструкция крепи
5
Базовая конструкция армировки
300,0 - 2000,0
6,0 - 8,0 (через 0,5)
Монолитная бетонная,
толщиной 250 - 500 мм
Жесткая, многорасстрельная
Характеристика приствольных выработок
Сопряжение вспомогательного ствола:
1
- форма поперечного сечения
- площадь поперечного сечения, м2;
- длина сопряжения, м;
сводчатая наклонная
18,0 - 50,0
15,0
Камера загрузочных устройств:
2
- форма поперечного сечения;
- площадь поперечного сечения, м2;
- высота камеры, м;
прямоугольное со сводчатой кровлей
25,0 - 65,0
до 18,0
56
Для исключения влияния граничных условий на результаты расчета принимаем следующие размеры модели: диаметр – 100 м, высота – 100 м. Исследуемый горизонт расположен на отметке 50 м от нижней грани модели. Таким образом, влияние граничных условий на результаты расчетов в исследуемой области
исключается.
Для разбивки численной модели использован объемный конечный элемент
в
форме
пространственного
восьмиузлового
элемента,
обладающего
пластическими свойствами. Физическая нелинейность материалов моделируется с
помощью
физически
информацию
нелинейных
согласно
принятому
конечных
закону
элементов, воспринимающих
деформирования
материалов
(экспоненциальная зависимость σ = f(ε)). При этом программой осуществляется
серия расчетов шагово-итерационным методом, с постепенным уточнением
окончательной картины напряженно-деформированного состояния модели.
При построении сетки конечно-элементных моделей применен принцип
совмещения густой и укрупненной сеток. Сетка максимальной густоты (размер
грани 2,5 - 5,0 см) использована для моделирования бетонной крепи в исследуемой области участка приствольной выработки. Сетка породного массива в этой
зоне имеет размеры 10х10 см, с постепенным увеличением до 50 см. Внешняя
область численной модели имеет укрупненную сетку с размером грани конечного
элемента до 5 м и предназначена для исключения влияния на результаты расчета
граничных условий.
Общий вид и сечение разработанной модели представлены на рисунке 2.7.
Для
каждого
объемного
конечного
элемента
задаются
параметры:
- удельный объемный вес, кН/м3;
- начальный коэффициент поперечной деформации;
- начальное значение модуля упругости на сжатие, МПа;
- начальное значение модуля упругости на растяжение, МПа;
- предельное значение напряжения на сжатие, МПа;
- предельное значение напряжения на растяжение, МПа.
следующие
57
б)
а)
Рисунок 2.7 – Конечно-элементная модель участка ствола:
а) общий вид; б) сечение
Диапазон изменения параметров принимается по таблице 2.5. Соотношения
между прочностными и деформационными характеристиками при сжатии и
растяжении пород принимаются в соответствии с рекомендациями [5,6,16,110].
Граничные условия приняты следующие: для нижней грани задается
ограничение вертикальных смещений, для боковых граней – ограничение
смещений в направлении, перпендикулярном плоскостям граней. Верхняя грань
модели загружается равномерно распределенным вертикальным давлением от
вышележащей породной толщи.
Корректность модели, исходных данных и проведения основных этапов
расчета в комплексе «Лира» осуществляется самой программой с помощью
специальных
модулей.
В
случае
обнаружения
ошибки,
расчет
модели
автоматически прекращается и выдается сообщение об ошибках.
В результате расчета создается табличный массив данных по перемещениям
в узлах и напряжениям в конечных элементах модели.
58
Анализ
осуществляется
напряженно-деформированного
путем
определения
шести
состояния
осевых
элементов
модели
компонентов
тензора
напряжений. Далее возможен анализ по различным теориям прочности. В
настоящем исследовании для оценки запаса прочности горных пород и крепи
использован критерий прочности Кулона-Мора. Его общеизвестным недостатком
является не учет влияния на прочность материала средних по величине значений
главных напряжений σ2. Однако возможная погрешность, как правило, не
превышает 12 - 15% [6].
2.4.2 Верификация численной модели
Первоначально проведен анализ напряженно-деформированного состояния
участков крепи с проектными параметрами, а также верификация моделей.
В результате расчета моделей определены все компоненты напряженнодеформированного состояния крепи с однородными параметрами на обычном
участке ствола вне зоны влияния приствольных выработок. Также выполнен расчет крепи методом механики подземных сооружений в рамках решения плоской
контактной задачи [16]. Сравнительная оценка полученных значений нормальных тангенциальных напряжений на внутреннем σвн и внешнем σвнеш контуре крепи для различных исходных условий представлена в таблице 2.6.
Максимальное отклонение результатов расчета численных моделей и аналитических решений составило 4,12%, что свидетельствует о достаточной корректности разработанных моделей и подтверждает достоверность результатов
численного моделирования.
59
Таблица 2.6 – Результаты верификации численных моделей ствола
Нормальные тангенциальные
Глубина
Модуль де-
участка
формации
ствола, м
пород, МПа
Диаметр
ствола, м
напряжения в крепи, МПа
Аналитический
Численное
расчет
моделирование
% отклонения
σвн
σвнеш
σвн
σвнеш
σвн
σвнеш
250
5000
6,0
11.01
9.79
10.77
9.57
2.25%
2.34%
250
10000
7,0
7.40
6.68
7.10
6.49
4.03%
2.82%
250
15000
8,0
5.50
5.02
5.38
4.86
2.06%
3.10%
500
20000
6,0
8.55
7.60
8.26
7.37
3.38%
3.01%
500
30000
7,0
6.06
5.47
5.90
5.36
2.63%
2.15%
500
40000
8,0
4.66
4.26
4.56
4.08
2.25%
4.12%
750
30000
6,0
9.09
8.30
8.88
8.09
2.34%
2.53%
750
40000
7,0
7.02
6.34
6.85
6.18
2.53%
2.53%
750
50000
8,0
5.77
5.13
5.58
4.95
3.19%
3.47%
1000
40000
6,0
9.33
8.52
9.00
8.24
3.47%
3.29%
1000
50000
7,0
7.63
6.89
7.45
6.65
2.34%
3.38%
1000
60000
8,0
6.50
5.78
6.33
5.59
2.53%
3.19%
2.4.3
Анализ
напряженно-деформированного
состояния
участка
пройденного ствола с неоднородными параметрами крепи
Для оценки влияния фактических геометрических параметров крепи на ее
напряженно-деформированное состояние произведено численное моделирование
участка ствола с изменяющимися геометрическими параметрами крепи. Диапазон изменения параметров крепи принят в соответствии с результатами подраздела 2.3.
На первом этапе выполнен сравнительный анализ данных по распределению напряжений в однородной и неоднородной крепи пройдѐнного ствола. Установлено, что в крепи постоянной толщины нормальные тангенциальные напряжения постепенно увеличиваются от внешних слоев к внутренним и достигают
максимума на внутреннем контуре сечения ствола. На участках ствола с неодно-
60
родной крепью в местах ее утонения наблюдается иная картина распределения
напряжений. В зоне утонения, примыкающей к обычному участку крепи, возникают концентрации нормальных тангенциальных напряжений во внешнем слое
крепи (рисунок 2.8).
Рисунок 2.8 – Пример изополей нормальных тангенциальных напряжений
в крепи на участке изменения ее толщины:
1 – внутренний контур крепи; 2 – внешний контур крепи; 3 – область утонения крепи;
4 – область концентраций нормальных тангенциальных напряжений в крепи
Для количественной оценки концентраций напряжений в исследовании
принят коэффициент концентраций напряжений kt, который представляет собой
отношение максимальных нормальных тангенциальных напряжений на участке
утонения крепи к аналогичным величинам на обычном участке.
В результате расчета численных моделей в различных условиях установлено, что коэффициент kt зависит от соотношений tкр/tкр.min и Gб/Gп, где tкр – толщина крепи на обычном участке ствола; tкр.min - толщина крепи в зоне утонения; и Gб
– модуль сдвига бетона крепи; Gп – модуль сдвига пород. Построенные по ре-
61
зультатам моделирования соответствующие графики зависимостей представлены
на рисунках 2.9 и 2.10.
1.6
1.55
1.5
1.45
1.4
1.35
1.3
1.25
1.2
1.15
1.1
1.05
1
1.05
1.1
1.15
1.2
1.25
1.3
1.35
1.4
1.45
1.5
Рисунок 2.9 – Зависимость коэффициента kt от отношения at = tкр/tкр.min
kt
1.5
1.45
1.4
1.35
1.3
1.25
1.2
1.15
1.1
1.05
1
1.1
2.1
3.1
4.1
5.1
6.1
7.1
8.1
9.1 10.1 11.1 12.1
bG
Рисунок 2.10 – Зависимость коэффициента kt от отношения bG = Gб/Gпn
В
результате
обработки
данных
получено
следующее
выражение
для определения коэффициента kt
kt  at
где at = tкр/tкр.min; bG = Gб/Gп.
0,95
0,014bG  0,986 ,
(2.13)
62
Выражение справедливо при at = 1,05 - 2,0; bG >1, диаметре ствола 6,0, 7,0 и
8,0 м, проектной толщине монолитной бетонной крепи 300 - 500 мм. Коэффициент корреляции составил 0,97.
С учетом коэффициента kt и выражения (2.1) оценку запаса несущей способности крепи эксплуатационного ствола до начала работ по рассечке приствольной выработки можно произвести по формуле
Kз 
где
Rф.min
   kt   n
,
(2.14)
σθ – средние нормальные тангенциальные напряжения в крепи, МПа;
Rф.min – фактическая минимальная прочность бетона крепи на сжатие, МПа
kt – коэффициент, определяемый из выражения (2.13);
γn – принятый коэффициент надежности.
2.5
состояния
Сравнительный
пройденного
анализ
ствола
в
зоне
напряженно-деформированного
строительства
приствольной
выработки при различных схемах проходки
С учетом полученных результатов перейдем далее к анализу изменения напряженно-деформированного состояния системы «крепь – массив» участка пройденного ствола при сооружении приствольных выработок. На первом этапе исследований произведѐм сравнительный анализ двух схем сооружения сопряжений вспомогательных стволов:
1. Сооружение приствольной выработки производится из ствола к подземному горизонту в 2 слоя в направлении сверху вниз.
2. Сооружение приствольной выработки производится от подземного горизонта к стволу с проходкой подводящей выработки с оставлением породного целика и последующим расширением выработки до проектных размеров.
Варьирование исходных данных выполняется по таблице 2.5.
Сравнение производится на основе поэтапного моделирования процесса
развития проходческих работ по рассечке сопряжений с помощью пространст-
63
венных численных моделей ствола с применением шагово-итерационного метода.
В качестве критерия прочности принято условие прочности Кулона-Мора.
В соответствии с ним эквивалентные напряжения определяются по формулам:
 Э   1    3 ;
 S    1   3 ,
(2.15)
где


 = 0 /0 ;


 = 0 / 0 ,

здесь  0 – предельное напряжение материала конечного элемента при одноосном
растяжении;
 0 – то же, при сжатии.
Поэтапное рассмотрение стадий проходки приствольной выработки по
первой схеме показывает, что рассечка выработки приводит к возникновению
вертикальных деформаций, растягивающих напряжений и увеличению эквивалентных напряжений в существующей крепи ствола в зоне строительства. В целом механизм изменения напряженно-деформированного состояния системы
«крепь – породный массив» аналогичен сооружению сопряжения, одновременно
с проходкой ствола, который проанализирован в частности в работе [83].
В первую очередь проявляется влияние проходки верхнего слоя сопряжения на крепь ствола, расположенную выше ее свода. Для качественной и количественной оценки в настоящем исследовании использован коэффициент Kвл, который определяется отношением эквивалентных напряжений в крепи в зоне влияния приствольной выработки к аналогичным величинам, действующим в крепи
до начала проходческих работ.
На рисунке 2.11 представлен пример зависимости максимальных значений
коэффициента Kвл в крепи ствола над сводом сопряжения от расстояния плоскости забоя верхнего слоя до стенки ствола, которое изменяется в процессе развития проходческих работ.
64
Рисунок 2.11 – Зависимость Kвл от расстояния забоя верхнего слоя
приствольной выработки до стенки ствола
Представленная зависимость показывает, что процесс рассечки верхнего
слоя сопряжения приводит к значительному росту интенсивности напряжений в
крепи ствола в зоне влияния строительства, обусловленных, прежде всего, развитием вертикальных деформаций породного массива. Стабилизация напряжений
происходит при удалении плоскости забоя верхнего слоя от стенки ствола на расстояние до 10 м.
На рисунке 2.12 показана характерная картина изменения средних значений параметра Kвл для крепи ствола над сводом приствольной выработки по мере
удаления от него вверх по стволу на высоту h.
65
Kвл
1.7
1.6
1.5
1.4
1.3
1.2
1.1
1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
h, м
Рисунок 2.12 – Изменение средних значений параметра Kвл в крепи ствола
над сводом приствольной выработки
Сооружение приствольной выработки по второй схеме предусматривает
проходку на первом этапе к стволу подводящей выработки шириной, равной ширине сопряжения (камеры) или меньше ее. Далее выработка расширяется до проектных размеров, возводится постоянная крепь свода и стен. Примеры фрагментов численных моделей ствола на участке сооружения приствольных выработок
представлены на рисунке 2.13.
Результаты расчетов численных моделей, моделирующих основные стадии
сооружения приствольной выработки по второй схеме, показывают, что, как и в
первом случае, основными влияющими факторами на величину параметра Kвл в
крепи ствола над сводом подводящей выработки являются расстояние плоскости
забоя выработки до стенки ствола l, а также принятая ширина подводящей выработки B. В то же время наблюдается иной механизм изменения эквивалентных
напряжений в крепи пройденного ствола.
66
а)
б)
Рисунок 2.13 – Примеры фрагментов численных моделей пройденного ствола
на участке сооружения приствольной выработки:
а) обычный фрагмент; б) фрагмент с изополями эквивалентных напряжений
На рисунке 2.14 представлен пример полученной в результате поэтапного
моделирования схемы сооружения приствольной выработки в направлении «к
стволу» от расстояния l. Зависимость имеет нелинейный характер.
На рисунке 2.15 представлен аналогичный график зависимости коэффициента Квл от ширины выработки В. Зависимость имеет линейный вид.
Анализ количественных значений эквивалентных напряжений в крепи
пройденного ствола показывает, что при рассечке приствольной выработки в направлении «к стволу» с оставлением породного целика, дополнительное нагружение крепи ствола происходит менее интенсивно, чем при первой схеме и характеризуется отсутствием скачков. Количественные значения параметра Квл
меньше в среднем в 1,7 - 1,9 раза.
67
Рисунок 2.14 – Зависимость параметра Квл от расстояния плоскости забоя
подводящей выработки до стенки ствола
Рисунок 2.15 – Зависимость параметра Квл от ширины подводящей
выработки
Постепенно уменьшающийся породный целик между забоем подводящей
выработки и стенкой ствола выполняет роль грузонесущей конструкции и воспринимает часть вертикальных нагрузок. В то же время при наличии вокруг
ствола зон разрушения и сниженной прочности пород оставление породного целика без специальных мер по упрочнению пород становится затруднительным и
требует дальнейшего изучения.
Анализ результатов расчета численных моделей участка ствола с неоднородными параметрами крепи в процессе сооружения приствольных выработок
68
также свидетельствует об их негативном влиянии на изменение эквивалентных
напряжений в крепи. В местах утонения крепи возникают локальные концентраций эквивалентных напряжений, которые приводят к потере несущей способности крепи в большом диапазоне рассмотренных горно-геологических условий.
2.6
Поэтапное
моделирование
технологии
сооружения
камеры
загрузочных устройств в пройденном стволе с учетом сформировавшихся
зон разрушения пород
Рассмотрим последовательность работ по сооружению камеры загрузочных
устройств в пройденном стволе в направлении «к стволу» (рисунке 2.16).
а)
б)
Рисунок 2.16 – Последовательность работ по рассечке камеры загрузочных
устройств в направлении к стволу:
а) первый этап проходки; б) второй этап проходки
На первом этапе к стволу подводятся две подводящие выработки с оставлением у ствола породного целика необходимых размеров.
69
На втором этапе проходится восстающий гезенк до проектной отметки
свода камеры.
На третьем этапе гезенк расширяется до проектных размеров камеры, выполняется разборка породного целика, возведение постоянной крепи свода и стен
камеры.
На основе рассмотренной схемы работ выполнено поэтапное моделирование схемы сооружения камеры загрузочных устройств в пройденном стволе, вокруг которого сформирована зона разрушения пород. Радиальный размер зоны
разрушения пород изменялся в пределах 0,0 - 1,5 м, для конечных элементов зоны задавались характеристики остаточной прочности и модуля деформации пород.
На рисунке 2.17 представлены примеры разрезов конечно-элементных моделей участков стволов после реализации первого и второго этапов проходки с
изополями эквивалентных напряжений.
б)
а)
Рисунок 2.17 – Разрезы численных моделей с изополями эквивалентных
напряжений:
а) первый этап проходки камеры; б) второй этап проходки камеры
70
Характерные концентрации напряжений отображены темным цветом. Анализ напряженно-деформированного состояния породного массива на первом этапе строительства показывает, что наличие вокруг ствола зоны разрушенных пород существенно влияет на интенсивность напряжений и деформаций в окружающем породном массиве.
Наличие локальной зоны разрушения приводит к увеличению области пород вокруг выработки, в которой наблюдается напряженное состояние объемного
растяжения, а также к росту интенсивности напряжений в породах, контактирующих с разрушенной зоной. В породах боков подводящих выработок также
образуются зоны разрушения пород, которые в свою очередь оказывают влияние
на интенсивность эквивалентных напряжений в крепи ствола.
На рисунке 2.18 представлена полученная зависимость параметра Квл в
точке А (рисунке 2.19) от размера локальной зоны разрушения пород t1. Высотная
отметка точки А расположена на высотной отметке центральной оси подводящей
выработки.
Квл
2.5
2.4
2.3
2.2
2.1
2
1.9
1.8
0
0.25
0.5
0.75
1
1.25
1.5
t1 , м
Рисунок 2.18 – Зависимость параметра Квл от размера
локальной зоны разрушения пород t1
71
Рисунок 2.19 – Схема к определению влияния зоны разрушения пород
на напряжения в крепи ствола
Моделирование второго этапа проходки камеры загрузочных устройств показывает, что в окрестности боковых стенок восстающего гезенка возможно образование дополнительной локальной зоны разрушения пород, шириной t2. При
этом на ее размеры оказывает влияние размеры зоны t1. Зависимость относительного увеличения зоны t2 от размера зоны t1 представлена на рисунке 2.20 и имеет
характер, близкий к линейному.
t2отн
1.5
1.4
1.3
1.2
1.1
1
0
0.25
0.5
0.75
1
1.25
1.5
t1, м
Рисунок 2.20 – Зависимость величины относительного увеличения зоны t2
от размера локальной зоны разрушения пород t1
72
На рисунке 2.21 приведена зависимость параметра Квл от размера зоны t2 в
крепи ствола в точке А (см. рисунок 2.18). Высотная отметка точки А в рассматриваемом случае соответствует половине высоты гезенка.
2.7
Квл 2.6
2.5
2.4
2.3
2.2
2.1
2
1.9
0
0.25 0.5 0.75
1
1.25 1.5 1.75
2
2.25 2.5
t2, м
Рисунок 2.21 – Зависимость параметра Квл в крепи ствола от размера
локальной зоны разрушения пород t2
Таким образом, результаты численного моделирования показывают, что
учет влияния вторичного напряженно-деформированного состояния пройденного
ствола и сформировавшихся зон разрушения пород приводит к увеличению интенсивности эквивалентных напряжений в крепи, находящейся в зоне влияния
сооружения приствольных выработок, а также интенсификации процесса образования новых зон разрушения (запредельного деформирования) пород. При этом
становится затруднительным обеспечение сохранности рассматриваемого участка ствола на этапе строительства путем оставления породного целика. Необходимо обоснование дополнительных технических решений по обеспечению устойчивости участка приствольных выработок пройдѐнного ствола.
2.7 Выводы по главе 2
1. Напряженно-деформированное состояние эксплуатационного ствола определяется большим количеством факторов, при этом вокруг ствола в определенных условиях формируется область разрушения и сниженной прочности пород, а
73
монолитная бетонная крепь характеризуется геометрической и физической неоднородностью.
2. Размеры зон разрушения и сниженной прочности пород вокруг эксплуатационного ствола должны определяться с учетом перераспределения напряжений в породном массиве, произошедшем после реализации вывалов пород до
возведения основной крепи.
3. Исследование фактической толщины крепи, выполненное на трех опытных участках, показало, что крепь пройденного ствола характеризуется геометрической и физической неоднородностью. При проектной толщине крепи 400 мм
на исследованных участках максимальная толщина составила 816 мм (204,0% от
проектной), минимальная – 275 мм (68,75%), максимальный перепад толщины
крепи в одном сечении ствола достиг 450 мм.
4. На основе численного моделирования установлено, что на участках
ствола с утонением крепи наблюдается отличная от обычных участков картина
распределения напряжений. В зоне утонения крепи, примыкающей к обычному
участку крепи, возникают концентрации нормальных тангенциальных напряжений на внешнем слое крепи, превышающие соответствующие значения на внутреннем слое.
5. Коэффициент увеличения напряжений kt (отношение максимальных
нормальных тангенциальных напряжений на участке утонения крепи к аналогичным величинам на обычном участке) зависит от соотношений tкр/tкр.min и Gб/Gп,
где tкр – толщина крепи на обычном участке ствола; tкр.min - толщина крепи в зоне
утонения; и Gб – модуль сдвига бетона крепи; Gп – модуль сдвига окружающих
ствол пород и может быть определен по полученной автором корреляционной зависимости.
6. При рассечке приствольной выработки в направлении к стволу, нагружение крепи ствола происходит в более плавном режиме, чем при рассечке из ствола и характеризуется отсутствием скачков. Количественные значения напряжений в крепи ствола меньше в среднем в 1,5 – 1,7 раза, при этом основными
влияющими факторами являются расстояние забоя выработки до стенки ствола и
74
ширина подводящей выработки. Породный целик между забоем подводящей выработки и стенкой ствола выполняет роль грузонесущей конструкции и воспринимает часть вертикальных нагрузок.
7. При учете вторичного напряженно-деформированного состояния пройденного ствола и сформировавшихся зон разрушения пород наблюдается рост
интенсивности напряжений в породах, контактирующих с разрушенной зоной,
образование новых зон разрушения пород и увеличение эквивалентных напряжений в крепи ствола, находящейся в зоне влияния приствольной выработки.
На основании полученных результатов сформулировано первое научное
положение:
– оценка несущей способности крепи пройденного стола перед сооружением приствольной выработки должна осуществляться с учетом сформировавшегося вторичного поля напряжений, образовавшихся зон разрушения пород и дефектных участков. Их наличие приводит к увеличению средних величин нормальных тангенциальных напряжений в крепи, а также к возникновению локальных концентраций напряжений, величина которых нелинейно зависит от соотношений проектной и фактической толщины крепи, модулей сдвига бетона крепи
и горных пород.
75
3 ОБОСНОВАНИЕ ТЕХНИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ ПО ОБЕСПЕЧЕНИЮ
УСТОЙЧИВОСТИ УЧАСТКА ПРИСТВОЛЬНЫХ ВЫРАБОТОК
ПРОЙДЕННОГО СТВОЛА
3.1 Общие положения
Обоснование технических и технологических решений по строительству
комплекса приствольных выработок в эксплуатационных (пройденных) стволах
необходимо осуществлять исходя из следующих критериев эффективности:
 минимально возможная стоимость и продолжительность горнопроходческих и монтажных работ;
 небольшие сроки остановки эксплуатационных подъемов стволов;
 исключение негативных процессов интенсивного деформирования и разрушения крепи и пород в зоне сооружения приствольных выработок;
 максимально возможное сохранение существующих конструкций крепи
и армировки ствола и обеспечение эффективного режима их работы;
 высокая надежность и долговечность конструкций, вводимых в эксплуатацию.
Проведенные ранее исследования показывают, что при обосновании технических и технологических решений кроме горно-геологических и гидрогеологических условий в зоне строительства следует учитывать:
1. Размеры сформировавшихся в процессе строительства и эксплуатации
зон разрушения и сниженной прочности пород вокруг ствола.
2. Геометрическую и физическую неоднородность крепи эксплуатационного ствола и ее фактическое состояние на начало нового строительства.
3. Технологическую схему производства работ по сооружению приствольных выработок.
Разрабатываемые технические решения должны предусматривать:
1. Упрочнение окружающих рассматриваемый участок ствола горных пород, прежде всего, сформировавшихся в процессе строительства и эксплуатации
76
зон разрушения и сниженной прочности.
2. Повышение несущей способности крепи при растягивающих и изгибающих воздействиях, компенсирование негативного влияния сформировавшейся в
процессе строительства и эксплуатации физической и геометрической неоднородности.
3. Обеспечение сохранности жесткой армировки участка ствола в зоне
влияния приствольных выработок.
3.2 Обоснование параметров упрочения горных пород в зоне
сооружения приствольных выработок
В качестве основного технического решения по повышению устойчивости
участка строительства приствольной выработки на основании анализа, выполненного в главе 1, для выделлой области горногеологических услвоий рассматривается анкерное упрочнение горных пород.
Общеизвестно, что анкерное упрочнение пород обеспечивает увеличение
приведенного модуля деформации и прочности пород массива [3, 14, 16, 18, 73,
76, 83, 89, 99,130]. Коэффициент упрочнения пород Купр характеризует соотношение между прочностью обычного и усиленного анкерами породного массива.
Его величина зависит от плотности установки анкеров и силы их натяжения [29].
Требуемая длина анкеров складывается из размеров зоны неустойчивых
пород и размеров зоны закрепления анкера в устойчивых породах для обеспечения наиболее эффективного режима работы.
Исходя из этого, задача по обоснованию параметров упрочняющей анкерной крепи заключается в определении требуемых коэффициента упрочнения пород Kупр и размера зоны упрочнения lа. Данные параметры могут быть определены в результате серии расчетов численных моделей участка строительства приствольных выработок с использованием шагово-итерационного метода в различных условиях. Исходные данные для проведения серии расчѐтов приняты по таблице 2.5, рассмотрены стволы стандартного диаметра в свету 6, 7 и 8 м. Ширина
сопряжений и камер принята равной диаметру ствола.
77
Коэффициент упрочнения находится по соотношению между величиной
эквивалентных напряжений в породах околоствольного массива и их прочностью. Требуемый размер зоны упрочнения пород вокруг ствола должен соответствовать области породного массива вокруг пройденного ствола, в которой в
процессе эксплуатации и при новом строительстве приствольной выработки развивается запредельное деформирование горных пород.
На основании расчетов численных моделей при варьировании исходных
данных в соответствии с таблицей 2.5 получен массив данных по напряженнодеформируемому состоянию исследуемого участка. В результате их обработки
получены номограммы для определения величин Купр и lа в стволах различного
диаметра (рисунки 3.1 - 3.2).
Рисунок 3.1 – Номограмма для определения величины la в стволах
различного диаметра
78
Рисунок 3.2 – Номограмма для определения величины Купр в стволах
различного диаметра
Номограммы позволяют определить предварительные параметры анкерного упрочнения горных пород на участке пройденного ствола в зоне влияния
строительства приствольной выработки. В качестве Rсж следует принимать значение длительной прочности породного массива с учетом фактической трещиноватости. Высота участка ствола, на котором следует выполнять анкерное упрочнение перед сооружением приствольной выработки, а также окончательные параметры анкерной крепи следует определять на основании математического моделирования и шахтных исследований на конкретном участке строительства.
3.3 Обоснование технических решений по усилению крепи ствола
в зоне влияния строительства приствольной выработки
Повышение несущей способности крепи при растягивающих и изгибающих
воздействиях без ее разборки может быть обеспечено путем дополнительного
армирования монолитной бетонной (железобетонной) крепи по внутренней поверхности высокопрочными материалами минимальной толщины. Это позволяет
сохранить необходимые зазоры для безопасного движения подъемных сосудов.
На основе анализа, проведенного в первой главе, в качестве эффективного
технического решения можно рассмотреть применение ламинатов на основе вы-
79
сокопрочных углеродных волокон. Они характеризуются высокой прочностью на
растяжение и сжатие, модулем упругости, близким по величине к стали, но в то
же время значительно более высокой стойкостью к агрессивным средам, имеющимся в шахтных стволах [94].
С целью исследования технологии усиления крепи ствола ламинатами выполнено численное моделирование участков пройденных стволов в зоне влияния
приствольных выработок с помощью разработанных объемных конечноэлементных моделей. В моделях на внутренней поверхности бетонной крепи дополнительно размещались объемные конечные элементы, которые моделировали
слоистый углепластиковый ламинат. Корректность такого метода исследования
применительно к усилению мостов рассмотрена в частности в работе [66].
Схема расположения армирующего материала в сечении ствола показана
на рисунке 3.3. В таблице 3.1 даны основные характеристики армирующего слоя,
которые использованы в качестве исходных данных при проведении моделирования.
Рисунок 3.3 – Схема армирования крепи ствола углепластиковым ламинатом
80
Таблица 3.1 – Характеристика армирующего ламината
№
Наименование
Значение
п/п
параметра
параметра
1
Тип ламината
Sika Carbodur S / Sika Carbodur M /
Sika Carbodur H
2
Толщина, мм
1,4
3
Ширина, мм
50-120 / 60; 90; 120 / 50
4
Модуль упругости, ГПа
155 / 210 / 300
Прочность при растяже-
2400 / 2000/ 1400
5
6
нии, МПа
Относительное удлине-
1,9 / 1,1 / 0,8
ние, %
Диапазон изменения про-
7
0,05 – 0,5
цента армирования крепи,
μ, %
Процент армирования усиленной крепи определяется из выражения
(см. рисунок 3.7):

Sл
 100%
Sб
(3.1)
Моделирование взаимодействия ламината с крепью с однородными параметрами показывает, что армирующий внутренний слой вступает в работу не
сразу, а только после реализации в крепи упругих деформаций и переходе в стадию пластического деформирования бетона крепи. Наиболее эффективной областью применения армирующего слоя являются участки ствола в месте будущего
проема приствольной выработки (в зоне оставления породного целика) и непосредственно над проемом выработки на высоте до (1,2 - 1,4)B, где в крепи развиваются деформации растяжения и изгиба. Наличие ламината позволяет увеличить
несущую способность крепи, определенную из условия прочности Кулона-Мора
81
и уменьшить максимальные величины деформаций крепи. Основным влияющим
фактором является процент армирования. Изменение модуля упругости армирующего материала в диапазоне 155 - 300 ГПа не оказывает существенного влияния на несущую способность конструкции. Полученная в результате обработки
данных зависимость коэффициента увеличения несущей способности усиленной
крепи от процента армирования представлена на рисунке 3.4.
2
Kn
1.75
1.5
1.25
1
0.00% 0.05% 0.10% 0.15% 0.20% 0.25% 0.30% 0.35% 0.40% 0.45% 0.50% 0.55%
, %
Рисунок 3.4 – Зависимость коэффициента увеличения несущей способности
крепи от процента армирования
Результаты моделирования крепи с неоднородными параметрами показывают, что наличие армирующего слоя благоприятно влияет на величину коэффициента kt (см. формулу (2.13)). В аналогичных условиях при наличии армирующего слоя и проценте армирования 0,2 - 0,5% количественные значения коэффициента kt на 12 - 16% меньше, чем в крепи без усиления.
Предварительное обоснование параметров армирования участка крепи в
зоне влияния строительства приствольной выработки может быть произведено
при рассмотрении несущей способности сегмента кольца крепи как изгибаемой
балки. Предельный изгибающий момент, воспринимаемый сечением, шириной 1
м погонной длины, усиленным армирующем слоем, может быть определен из
выражения [94]:
M   л S л t  0,5 Rb x 2 ,
(3.8)
82
где σл – предельные значения напряжений для композитного материала армирующего слоя, могут быть определены по выражению [64],
 л  ks
Rb Eл b
 0,9 Rл ;
tл
(3.9)
Rb – расчетная прочность бетона крепи на сжатие, МПа;
x – относительная высота сжатой зоны бетона, находится из уравнения
проекций внутренних усилий
x
σлSл
;
Rb
(3.10)
ks – коэффициент, учитывающий тип и схему усиления, для ламинатов
может быть принят равным ks =0,45 [64];
Eл – модуль упругости материала армирующего слоя, МПа;
b – единичная ширина полосы упрочнения внутреннего слоя крепи, мм;
Σtл – общая толщина слоев армирующего слоя, мм;
Rл – расчетное сопротивление материала армирующего слоя растяжению,
МПа.
Окончательные параметры армирующего слоя участка крепи в зоне строительства приствольных выработок следует определять на основе математического моделирования и шахтных исследований в конкретных горно-геологических и
технических условиях.
3.4 Обоснование параметров жесткой армировки пройденных стволов
на участке строительства приствольных выработок
3.4.1 Основные положения
Проведенные ранее исследования показывают, что в процессе сооружения
приствольных выработок в пройденных стволах формируются зоны активного
влияния, в которых происходит интенсивное деформирование крепи и соответственно контактирующих с ней конструкций жесткой армировки. Прежде всего,
83
такой опасной зоной является участок ствола в высотных отметках проема приствольной выработки и выше ее свода высотой до (1,2 - 1,4)В.
В настоящее время в горнодобывающей промышленности проектирование
и монтаж жесткой армировки вертикальных стволов осуществляется на
основании типовых технических решений, разработанных в советский период
[60].
Также находят применение безрасстрельные и малорасстрельные схемы
армировки для клетевых и скиповых стволов, в частности разработанные под
руководством
д.т.н.,
проф.
Ф.И.Ягодкина ,
в
которых
вместо
типовых
центральных и хордальных расстрелов применяются консоли или консоли с
распорами (таблица 3.2) [86].
Таблица 3.2 – Схемы сечений скиповых стволов угольных шахт
Безрасстрельные и
Типовые схемы
№
схемы
С1(т)
Сечение
малорасстрельные схемы
№ схемы
С1(б)
Сечение
84
С2(т)
С2(б)
С3(т)
С3 (б)
Наиболее интенсивному воздействию подвергаются конструкции армировки главных стволов, обеспечивающих выдачу полезного ископаемого на поверхность. Характеристика скипов, применяемых в рассмотренных схемах, представлена в таблице 3.3.
Таблица 3.3 – Характеристика угольных и породных скипов типа СН
Типоразмер
скипа
1СН 7-1
(породный)
1СН 9,5-1
(породный)
1СН 11-1
(угольный)
2СН 15-1
(угольный)
1СН 25-2
(угольный)
1СН 35-2
(угольный)
Геометрическая
емкость, м3
Размеры в плане,
мм
Ориентировочная
масса груженого
скипа, кг
7,0
1540х1850
17150
9,5
1540х1850
21050
11,0
1740х2230
21300
15,0
1740х2230
27950
25,0
1900х2350
45750
35,0
1900х2350
60250
85
Согласно [60] для скиповых подъемов целесообразно использовать коробчатые проводники, сваренные из уголков. Основные характеристики коробчатых
профилей, применяемых на практике, представлены в таблице 3.4.
Таблица 3.4 – Характеристика профилей коробчатых проводников
Сечение профиля
№
Размеры про-
про-
филя, мм
Масса
1 м, кг
F, см2
Ix=Iy,
Wx=Wy,
см4
см3
филя
а
в
с
1
160
160
12
58,8
71,04
2610
326
2
160
160
14
68,0
81,76
2930
366
3
160
160
16
77,0
92,16
3495
436
4
180
180
12
66,2
80,64
3810
423
5
200
200
12
74,0
90,24
5335
533
6
200
200
14
85,6
104,16
6040
603
7
200
200
16
97,4
117,76
6700
670
8
220
220
14
94,8
115,36
8195
745
9
220
220
16
107,6
130,56
9110
830
10
250
250
16
123
156,8
13731
1098
11
250
250
20
152,2
194
16345
1307
Рекомендуемый шаг армировки h для рассмотренных схем при коробчатых
проводниках составляет 3,0; 4,0 и 6,0 м. Анализ конструктивного расположения
ярусов показывает, что во всех рассмотренных сечениях узлы крепления расстрелов (консолей) попадают в зону активного влияния приствольных выработок,
вследствие чего безаварийная работа ярусов армировки, находящихся в данной
области, будет затруднена.
В связи с этим необходим анализ возможности увеличения шага армировки
в зоне влияния приствольной выработки до 8,0 - 12,0 м при сохранении существующих конструкций и схем несущих ярусов расстрелов (консолей) и веток проводников.
86
3.4.2 Оценка работоспособности жесткой армировки скиповых стволов
с увеличенным шагом
Оценка работоспособности жесткой армировки по предельным состояниям
сводится к проверке следующих условий [60]:
k k ( б )  [k k ( б ) ] ;
 л ( б )  [ ] ;
f
где
л(б )
[f],
(3.11)
kл(б) – действительный запас устойчивости движения подъемного сосуда;
[kл(б)] – минимально допустимый запас устойчивости, принимающий
значения в пределах [kл(б)] = 1,65 - 8,475 в зависимости от параметров системы
«сосуд – армировка»;
 л (б ) – максимальные напряжения в проводнике в лобовой (боковой)
плоскости при действии горизонтальной динамической нагрузки, передаваемой
движущимся подъемным сосудом;
[] – максимально допустимые напряжения в проводнике, []=230 МПа для
коробчатых проводников из стали Ст3Пс; []=350 МПа для коробчатых проводников
из сталей 10ХСНД и 15 ХСНД;
f л(б) – максимальный прогиб проводника в лобовой (боковой) плоскости при
действии горизонтальной динамической нагрузки, передаваемой движущимся
подъемным сосудом;
[f] – максимально допустимый прогиб проводника, для коробчатых
проводников [f]=0,045 м.
Результаты расчета жесткой армировки скиповых стволов по условиям
(3.11) и исходным данным таблице 3.2 - 3.4 показывают, что при всех
рассматриваемых параметрах системы «сосуд – армировка» область применения
армировки с увеличенным шагом на отдельном участке ствола определяется
значениями прогиба проводника в лобовой плоскости.
87
На рисунках 3.5 - 3.10 представлены графики расчетных значений прогибов
проводников различного профиля, возникающих при движении скипов с
максимально допустимой скоростью V=16 м/с.
Рисунок 3.5 – Расчетные значения максимальных прогибов проводников f, м,
возникающих при движении загруженного породного скипа емкостью 7 м3 при
различном шаге армировки (рекомендуемый профиль проводника при шаге
армировки 6 м – №1 согласно таблице 3.4)
Рисунок 3.6 – Значения f, м, возникающих при движении загруженного
породного скипа емкостью 9,5 м3 (профиль проводника – №4, таблица 3.4)
88
Рисунок 3.7 – Значения f, м, возникающих при движении загруженного угольного
скипа емкостью 11 м3 (профиль проводника – №5, таблица 3.4)
Рисунок 3.8 – Значения f, м, возникающих при движении загруженного угольного
скипа емкостью 15 м3 (профиль проводника – №5, таблица 3.4)
89
Рисунок 3.9 – Значения f, м, возникающих при движении загруженного угольного
скипа емкостью 25 м3 (профиль проводника – №8, таблица 3.4)
Рисунок 3.10 – Значения f, м, возникающих при движении загруженного
угольного скипа емкостью 35 м3 (профиль проводника – №10, таблица 3.4)
Анализ
рекомендуемых
представленных
профилей
графиков
проводников
показывает,
обеспечивает
что
применение
работоспособность
армировки при шаге армировки в пределах 6,6 - 7,8 м. Переход на профили с
утолщенной стенкой позволяет увеличить шаг армировки в среднем на 0,5 м. Для
90
обеспечения увеличения шага армировки до 8,0 - 12,0 м необходима разработка
новых конструктивных решений, которые должны быть направлены на
исключение контакта крепи и армировки в опасных зонах путем увеличения шага
установки несущих ярусов и применения эффективных пространственных схем
расположения расстрелов и проводников.
Новая конструкция армировки при этом должна обеспечивать:
 минимально возможную стоимость и продолжительность монтажа армировки;
 небольшие сроки остановки работы подъема в стволе;
 недопущение потери несущей способности, устойчивости и чрезмерного
развития деформаций в конструкциях армировки;
 максимально возможную долговечность конструкций;
 высокую надежность конструкций и безопасную работу подъема.
3.4.3 Разработка конструктивных решений жесткой армировки для зон
влияния приствольных выработок
Анализ разработок в области армирования вертикальных стволов, позволил
выделить ряд конструктивных решений армировки для сложных горногеологических условий, реализующих принцип исключения опирания несущих
конструкций армировки в зонах интенсивного деформирования стенок ствола. На
их основе разработаны конструкции промежуточных ярусов армировки,
находящихся в зоне влияния приствольной выработки, с уменьшенным числом
точек контакта несущих элементов с крепью ствола. При этом оставшиеся точки
крепления несущих элементов размещаются в области наименьшего влияния
приствольной выработки.
Конструкция промежуточного яруса при типовой схеме С1(т) представлена
на рисунке 3.11, при типовых схемах С2(т) и С3(т) на рисунке 3.12.
Рассмотренные конструкции могут также быть использованы в безрасстрельных
схемах армировки С1(б) и С3(б) (см. таблицу 3.2).
91
Для оценки работоспособности предложенных конструктивных решений
было выполнено численное моделирование пространственной системы жесткой
армировки ствола методом конечных элементов в соответствии с ранее
рассмотренными положениями.
Нами разработаны 2 типа стержневых моделей для типовых схем С1(т) и
С3(т), модели включают в себя 7 ярусов армировки, 6 из которых имеют типовую
конструкцию, а центральный ярус выполнен по новой схеме и расположен на
удалении 6 м от соседних ярусов. Тем самым образуется участок с уменьшенным
числом точек контакта крепи и армировки высотой 12 м.
б)
а)
Рисунок 3.11 – Конструкция промежуточного яруса при типовой схеме С1(т):
а) пространственная схема; б) сечение промежуточного яруса
1 – консольные опоры; 2 – межъярусные связи; 3 – дополнительные опорные ветви
92
б)
а)
Рисунок 3.12 – Конструкция промежуточного яруса при типовых
схемах С2(т) и С3(т):
а) пространственная схема; б) сечение промежуточного яруса;
1 – консольные опоры; 2 – межъярусные связи
При расчетах модели загружались горизонтальными динамическими
нагрузками,
передаваемыми
подъемными
сосудами,
и
нагрузками
от
собственного веса конструкций (рисунок 3.17).
Точки приложения динамических нагрузок к проводникам изменялись по
высоте от отметки промежуточного яруса до ближайшего верхнего типового
яруса с шагом 0,5 м, что позволило полностью оценить напряженнодеформированное состояние рассматриваемой системы при движении подъемных
сосудов.
Исследования проводились при максимально возможной интенсивности
скиповых подъемов. Скорость движения сосудов принята равной 16 м/с,
вместимость скипов в схеме С1(т) принята 11 и 15 м3, в схеме С3 – 15 и 35 м3.
93
Рисунок 3.13 – Конечно-элементная модель армировки при типовой схеме С3(т)
В результате расчетов определялись значения перемещений в узлах модели
и напряжения в конечных элементах. Оценка несущей способности конструкций
производилась по следующему алгоритму.
Главные напряжения определялись из выражения
1, 2 
где
x
  x2 / 4   y2   z2 ,
2
(3.12)
x , y , z – нормальное и касательные напряжения в характерных точках
сечения стержня (точки для коробчатого профиля представлены на рисунок 3.14).
94
Рисунок 3.14 – Точки определения напряжений при коробчатом сечении стержня
Эквивалентные напряжения в соответствии энергетической теорией
прочности Губер-Генки-Мизеса, широко применяемой для металлов, равны:
Э  i ,
где
(3.13)
σi – интенсивность напряжений.
Полученные
максимальные
значения
прогибов
проводников
и
эквивалентных напряжений в несущих элементах ярусов сравнивались с
максимально допустимыми согласно условим (3.11).
Анализ
результатов
разработанных
расчета
конструктивных
показал,
решений
для
что
схемы
область
применения
С1(т)
определяется
величиной прогибов проводника с дополнительной ветвью породного скипа (см.
рисунок 3.15) в боковом направлении, при приложении нагрузки на высотной
отметке 2 - 3 м выше узла соединения с опорной ветвью.
Для схемы С3(т) область применения разработанных решений определяется
интенсивностью эквивалентных напряжений в консольной опоре 1 (см. рисунок
3.16) при приложении комплекса динамических нагрузок на высотной отметке
промежуточного яруса.
Путем подбора соотношения поперечных сечений элементов 1, 2 и 3 (рисунки 3.15, 3.16) можно обеспечить работоспособность рассматриваемых
конструктивных
решений
при
максимальной
интенсивности
подъема.
Рекомендуемые параметры коробчатых профилей для исследованных схем
приведены в таблице 3.5, профили расстрелов и проводников рассмотренных
конструкций приняты типовыми в соответствии с [3].
95
Таблица 3.5 – Рекомендуемые типы профилей дополнительных элементов
армировки
Тип профиля при вместимости скипа, м3
Тип элемента
Схема С1(т)
11,0
Схема С3(т)
15,0
15,0
35,0
Консольная опора
100х160х12 110х180х12 110х180х12
125х250х16
Межъярусная связь
160х160х10 160х160х12 160х160х12
180х180х12
Дополнительная
опорная ветвь
180х180х12 200х200х16
-
-
Максимальные прогибы при данных соотношениях сечений элементов в
рассмотренном диапазоне скоростей движения подъемных сосудов и масс скипов
для схемы С1(т) не превышают 3,4 см. Максимальные эквивалентные напряжения
в несущих элементах армировки для схемы С3(т) составили 194 МПа. Таким
образом,
предложенные
конструктивные
работоспособность армировки
решения
позволяют
обеспечить
пройденного ствола в зоне строительства
приствольной выработки.
3.5 Выводы по главе 3
1. Обоснованы параметры предварительного анкерного упрочнения пород
на участке ствола в зоне строительства приствольной выработки, обеспечивающие устойчивость пород при требуемых значениях коэффициента упрочнения
пород и размера зоны упрочнения, которые определяются в зависимости от горного давления, прочности пород и диаметра ствола.
2. Выполнено исследование способа усиления крепи ствола дополнительным армирующим слоем на участке крепи в зоне строительства приствольной
выработки. Установлено, что наиболее эффективной областью применения армирующего слоя являются участки ствола в зоне проема приствольной выработки и
над сводом до высоты (1,2 - 1,4)B. Несущая способность усиленной крепи нели-
96
нейно возрастает при увеличении площади и соответствующего процента армирования в пересчете на 1 м погонной длинны крепи. Разработана методика определения требуемого процента армирования крепи в зависимости от величины
максимальных изгибающих моментов, действующих в ее сечении.
3. Установлено, что применение типовых схем ярусов и профилей
проводников обеспечивает работоспособность армировки при шаге армировки в
пределах 6,6 - 7,8 м. Переход на профили с утолщенной стенкой позволяет
увеличить шаг армировки в среднем на 0,5 м. Для обеспечения увеличения шага
армировки до 8,0 - 12,0 м необходима разработка новых конструктивных решений
ярусов.
4. Разработаны конструктивные решения промежуточных ярусов армировки
с минимальным числом точек контакта несущих элементов армировки с крепью
ствола, которые позволяют выполнить пространственное звено армировки
высотой
12 м
вне
зоны
активного
Работоспособность армировки
влияния
приствольной
выработки.
на данном участке обеспечивается путем
применения обоснованных соотношений размеров профилей консольных опор,
межъярусных связей и дополнительных опорных ветвей.
На основании полученных в главе 3 результатов сформулировано второе
научное положение:
– устойчивость участка пройденного ствола в зоне наиболее интенсивного
влияния сооружаемой приствольной выработки обеспечивается за счет поэтапного применения технических решений по анкерному упрочнению пород, дополнительному усилению крепи углепластиковым ламинатом, и перехода на схемы армировки с ограниченным числом узлов крепления.
97
4 ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СХЕМЫСООРУЖЕНИЯ ПРИ-
СТВОЛЬНЫХ ВЫРАБОТОК В ПРОЙДЕННЫХ СТВОЛАХ.
РЕАЛИЗАЦИЯ РАЗРАБОТАННЫХ РЕШЕНИЙ
4.1 Обоснование технологических решений для участков сопряжений
пройденных вертикальных стволов
4.1.1 Технологическая схема сооружения сопряжений в пройденных
вертикальных стволах
С учетом полученных ранее результатов
разработана технологическая
схема сооружения сопряжений в пройденных вертикальных стволах в направлении «к стволу», которая описывает последовательность ведения горных работ с
соблюдением безопасных размеров проходческих забоев и породных целиков,
очередность вступления обычной крепи и крепи усиления в работу и др.
Разработанная технологическая схема строительства сопряжения клетевого
ствола представлена на рисунках 4.1 - 4.3, 4.5 - 4.7 и включает шесть основных
этапов строительства.
На первом этапе на участке ствола в зоне нового строительства производится упрочнение окружающих горных пород железобетонной анкерной крепью.
Схема предусматривает применение анкерной крепи трех типоразмеров.
Анкерная крепь максимальной длины l устанавливается в зоне наиболее
активного влияния сопряжения: над сводом, ниже подошвы, у боковых стен. Величина l определяется в соответствии с рекомендациями подраздела 3.2. На участке ствола, расположенного напротив проема сопряжения, применяются анкера
длиной (0,7 - 0,8)l. В зоне оставления породного целика применяются укороченные анкера, при соответствующем обосновании целесообразно использовать
стержни из стеклопластиковой арматуры, которые позволяют уменьшить трудоемкость разборки целика на заключительном этапе строительства.
98
а) Разрез по стволу
б) Сечение ствола в диапазоне высот от почвы до свода сопряжения
Рисунок 4.1 – Первый этап строительства – упрочнение участка
вертикального ствола железобетонной анкерной крепью
На втором этапе выполняется монтаж армирующего слоя по внутренней
поверхности крепи на основе ламината из углеродных волокон. В наиболее опас-
99
ной зоне площадь ламинита Sл и соответствующий процент армирования μ устанавливаются по рекомендациям раздела 3.3. На остальной части ствола площадь
и процент армирования могут быть уменьшены на 30 - 40%.
а) Разрез по стволу
б) Сечение ствола в диапазоне высот от свода сопряжения до высоты (1,2 - 1,4) В
100
в) Сечение ствола в диапазоне высот от почвы до свода сопряжения
Рисунок 4.2 – Второй этап строительства – монтаж армирующего слоя
по внутренней поверхности крепи ствола
На третьем этапе сооружается подводящая выработка к стволу на уровне
верхнего слоя сопряжения. При отсутствии опасности потери устойчивости подводящей выработки ширину ее забоя целесообразно назначать равной ширине
сопряжения В. В сложных условиях в первую очередь проходятся две бортовые
выработки, а затем разрабатывается центральная часть. Проходка ведется с применением временной анкерной крепи, длина которой увеличивается по мере приближения к стенке ствола. Устойчивость участка ствола обеспечивается оставлением породного целика, необходимая толщина которого принимается кратной 0,2
- 0,25 м и должна обеспечивать соблюдение условия
K вл   
Rф.min
n
,
где σ – максимальные напряжения в крепи ствола до начала строительства.
(4.1)
101
а) Разрез по стволу
б) Сечение ствола в диапазоне высот от почвы верхнего слоя до свода сопряжения
Рисунок 4.3 – Третий этап строительства – проходка подводящей выработки
на уровне верхнего слоя сопряжения
102
В результате исследований, выполненных в главе 2, установлено, что коэффициент влияния приствольной выработки Kвл определяется ее пролетом и
размерами породного целика. Примеры соответствующих зависимостей представлены на рис. 2.14 и 2.15. На основании обработки всего массива данных моделирования получены графики для определения коэффициента Kвл, (рисунок
4.4).
Рисунок 4.4 – Графики для определения коэффициента влияния
приствольной выработки Kвл:
1 – при ширине подводящей выработки 8,0 м; 2 – при 7,0 м; 3 – при 6,0 м; 4 – при 5,0 м;
Таким образом, путем изменения размеров оставляемого у стенки ствола
породного целика, а также ширины подводящей выработки можно обеспечить
устойчивость участка ствола в зоне строительства.
После проходки верхнего слоя сопряжения на полную длину выполняется
возведение крепи свода сопряжения в направлении от породной стенки целика к
горизонту.
На четвертом этапе проходится нижний слой сопряжения с установкой в
боках сопряжения анкерной крепи. Длина анкеров составляет (0,6 - 0,7)l.
На пятом этапе строительства сопряжение расширяется до проектных размеров и производится разборка породного целика. Первоначально целик разбирается до отметки подошвы верхнего слоя, далее выполняется армирование проема свода ламинатом, дополнительное анкерное упрочнение и возведение посто-
103
янной крепи проема свода. После выполнения этих работ под защитой крепи
свода выполняется разборка нижней части целика и окончательное крепление
проема сопряжения, возведение крепи стен и подошвы сопряжения (рисунок 4.7).
а) разрез по стволу
б) сечение ствола в диапазоне высот от почвы нижнего слоя до почвы верхнего слоя
сопряжения
Рисунок 4.5 – Четвертый этап строительства – проходка нижнего слоя
сопряжения
104
Рисунок 4.6 – Пятый этап строительства – расширение сопряжения до
проектных размеров, разборка целика
Рисунок 4.7 – Шестой этап строительства – возведение постоянный
крепи стен и подошвы сопряжения
105
Заключительным этапом строительства в пройденных стволах без армировки является армирование участка ствола с применением пространственных
конструкций ярусов с ограниченным количеством узлов крепления к стенкам
вертикального ствола.
В эксплуатационных стволах при необходимости выполняется переармирование участка ствола для обеспечения безопасного движения подъемных сосудов.
Аналогичная технологическая схема разработана для камер загрузочных
устройств скиповых стволов. Практические аспекты ее применения рассмотрены
в подразделе 4.2.
4.1.2 Оценка эффективности разработанных технологических решений
Для оценки эффективности разработанной схемы выполнено ее поэтапное
моделирование методом конечных элементов в соответствии с основными положениями, изложенными в разделе 2.4. Также параллельно моделировалась стандартная технология строительства, предусматривающая проходку сопряжения в
два слоя в направлении от ствола. На основании моделирования определялись
главные и эквивалентные напряжения в крепи ствола и свода сопряжения, выполнялась оценка запаса несущей способности крепи и сравнительный анализ
двух технологий. Крепь на всем участке принята толщиной 500 мм, класс бетона
В25. При проведении моделирования варьировались модуль деформации горных
пород, глубина и диаметр ствола.
На рисунках 4.8 - 4.10 представлены примеры полученных графиков изменения максимальных эквивалентных напряжений в крепи в зависимости от начального модуля упругости пород на четырех наиболее нагруженных участках
ствола: 1 – крепь ствола выше свода сопряжения; 2 – крепь ствола напротив проема сопряжения; 3 – крепь ствола ниже подошвы сопряжения; 4 – крепь свода
сопряжения.
106
Глубина ствола составляет 500 м (отметка подошвы сопряжения), диаметр
ствола – 6,0 м.
Рисунок 4.8 – Максимальные эквивалентные напряжения в крепи
ствола при применении новой технологии строительства сопряжения
(в направлении «к стволу»)
Рисунок 4.9 – Максимальные эквивалентные напряжения в крепи
ствола при применении традиционной технологии строительства сопряжения
(в направлении «от ствола»)
Аналогичные данные получены при варьировании других параметров, после чего определен коэффициент запаса несущей способности крепи Kн.с, как от-
107
ношение расчетной прочности бетона крепи к величине напряжений на выделенном характерном участке (таблице 4.1).
Таблица 4.1 – Значения коэффициента запаса несущей способности крепи при
различных схемах сооружения сопряжения
№
п/п
H, м
E,
Rвн,
МПа
м
Разработанная техно-
Разработанная
Традиционная
технология (к стволу)
технология (от ствола)
1
2
3
4
1
2
3
4
логия с армированием
крепи ламинатом
1
2
3
4
1
500 30000
3 3.59 3.92 3.77 3.57 1.75 2.24 2.04
1.92
6.04 5.48
6.41
4.75
2
500 30000
3.5 3.41 3.72 3.55 3.26 1.73 2.17 1.95
1.88
5.79 5.18
5.66
4.68
3
500 30000
4 3.08 3.62 3.35 3.31 1.48 2.03 1.71
1.62
5.45 4.80
5.65
4.29
4
500 20000
3 2.50 2.96 2.74 2.64 1.32 1.62 1.46
1.39
4.43 3.86
4.62
3.52
5
500 20000
3.5 2.42 2.72 2.50 2.47 1.20 1.52 1.34
1.30
3.87 3.76
4.43
3.54
6
500 20000
4 2.30 2.34 2.37 2.36 1.13 1.43 1.15
1.22
3.90 3.56
4.03
3.15
7
500 10000
3 1.61 1.79 1.72 1.73 0.77 0.92 0.88
0.83
2.80 2.54
2.89
2.21
8
500 10000
3.5 1.49 1.58 1.59 1.53 0.68 0.88 0.79
0.78
2.54 2.23
2.63
2.02
9
500 10000
4 1.39 1.47 1.48 1.42 0.66 0.83 0.74
0.70
2.32 2.11
2.44
1.85
10
750 30000
3 2.43 2.46 2.51 2.46 1.19 1.50 1.31
1.32
4.00 3.60
3.90
3.19
11
750 30000
3.5 2.17 2.43 2.37 2.32 1.14 1.46 1.30
1.23
3.81 3.47
3.98
3.12
12
750 30000
4 2.12 2.37 2.18 2.20 1.10 1.36 1.20
1.14
3.63 3.20
3.72
2.95
13
750 20000
3 1.76 1.77 1.83 1.81 0.91 1.10 0.94
0.94
2.94 2.49
3.10
2.37
14
750 20000
3.5 1.64 1.82 1.66 1.69 0.81 1.02 0.90
0.85
2.65 2.52
2.92
2.23
15
750 20000
4 1.53 1.78 1.57 1.59 0.75 0.95 0.84
0.81
2.50 2.36
2.50
1.99
16
750 10000
3 1.11 1.22 1.13 1.12 0.53 0.66 0.57
0.58
1.82 1.69
1.93
1.47
17
750 10000
3.5 1.01 1.06 1.04 1.00 0.47 0.58 0.53
0.49
1.66 1.52
1.66
1.40
18
750 10000
4 0.93 1.02 0.95 0.92 0.44 0.55 0.49
0.48
1.42 1.43
1.51
1.24
19 1000 30000
3 1.83 1.94 1.85 1.76 0.91 1.14 1.01
0.99
2.99 2.73
3.06
2.39
20 1000 30000
3.5 1.69 1.78 1.78 1.75 0.81 1.00 0.97
0.92
2.86 2.50
2.99
2.30
21 1000 30000
4 1.51 1.77 1.68 1.69 0.83 1.02 0.91
0.88
2.71 2.43
2.74
2.17
22 1000 20000
3 1.32 1.34 1.36 1.36 0.64 0.80 0.74
0.70
2.17 2.00
2.35
1.82
23 1000 20000
3.5 1.12 1.36 1.29 1.29 0.61 0.76 0.64
0.65
2.11
1.88 2.18
1.71
24 1000 20000
4 1.15 1.17 1.23 1.20 0.60 0.72 0.68
0.61
1.99
1.81 1.98
1.62
25 1000 10000
3 0.79 0.87 0.91 0.86 0.40 0.48 0.41
0.43
1.43
1.26 1.41
1.10
26 1000 10000
3.5 0.74 0.80 0.79 0.78 0.36 0.45 0.39
0.40
1.25
1.14 1.32
1.01
27 1000 10000
4 0.69 0.78 0.78 0.72 0.33 0.42 0.37
0.35
1.16
1.03 1.18
0.95
108
Примечание:
В таблице приняты следующие обозначения: Н – глубина ствола; Е – начальный модуль
упругости окружающих ствол пород; Rвн – внутренний радиус ствола; 1 – значения Kн.с в крепи
ствола выше свода сопряжения; 2 – значения Kн.с в крепи ствола напротив проема сопряжения;
3 – значения Kн.с в крепи ствола ниже подошвы сопряжения; 4 – значения Kн.с в крепи свода
сопряжения, заливкой выделены случаи потери несущей способности крепи
Полученные результаты показывают, что применение новой технологии
существенно увеличивает область применения существующей крепи эксплуатационного (пройденного) ствола в зоне строительства сопряжений и тем самым
исключает необходимость перекрепления рассматриваемого участка. Значения
Kн.с при применении новой технологии по сравнению с традиционной на участке
1 в среднем больше в 2,02 раза, на участке 2 – в 1,76 раза, на участке 3 – в 1,93
раза; на участке 4 – в 1,94 раза. При применении дополнительного армирующего
слоя с обоснованными параметрами на внутренней поверхности крепи эти значения соответственно составили 3,41; 2,48; 3,19 и 2,58.
Основные элементы разработанной технологической схемы использованы
при создании проекта производства работ строительства сооружений вертикального вспомогательного ствола №4 с околоствольными дворами отм. 142,7 и 631,5
м шахты «Гуковская». Акт внедрения представлен в приложении А.
4.2 Реализация разработанных решений по сооружению камер
загрузочных устройств пройденных стволов
4.2.1 Основные сведения
Разработанные решения внедрены при проектировании и строительстве
участка загрузочных камер скипового ствола Узельгинского рудника (гор -340
м). Ствол оборудован скиповым подъемом и имеет диаметр в свету 6,0 м. По всей
протяженности применена крепь из монолпитного бетона В15, толщиной 300 мм.
Породы в зоне строительства представлены порфиритами различного типа,
их основные физико-механические характеристики представлены в таблице 4.2.
109
Таблица 4.2 – Физико-механические характеристики горных пород
Предел прочности, МПа
№
Наименова-
п/п
ние пород
Угол
внут-
растяжение
реннего
сжатие
сдвиг
трения,
град
1
Диабазовый
порфирит
Кварцевый
2
дацитовый
порфирит
Сцепление
С,
МПа
Крепость
пород f
Коэффициент
Пуассона v
Объемная
масса,
г/см3
19
92
15,6
40,3
20,7
15
12,5-24
57-158
10,7-21
30,4-47
15-31
10-16
18,4
106,7
15,7
44,7
22,1
12
0,14
2,653
14-24
72-136
11,5-20
42,4-47
15,7-28
9-16
0,1-0,17
2,609-2,67
0,07
2,799
2,68-2,925
Водоприток в рассматриваемом интервале ствола отсутствует.
4.2.2 Технологическая схема работ
Принятая технология работ предусматривает поочередную проходку камер
в 3 этапа.
На первом этапе проходится верхняя подводящая выработка.
На втором этапе сооружается, аналогичная верхней, нижняя подводящая
выработка.
На третьем этапе сооружается камера путем проходки восстающих выработок в направлении снизу вверх от подводящих выработок.
Далее в таком же порядке проходится противоположная камера загрузочных устройств (4 - 6 этапы).
Во время проходки с обеих сторон у стенок ствола предусматривается оставление породных целиков, которые разбираются вместе с крепью после проходки и крепления камер. Предварительно толщина породных целиков принята
равной 400 мм.
110
4.2.3 Определение запаса несущей способности монолитной бетонной
крепи пройденного ствола до начала рассечки приствольных выработок
Для определения параметров упрочнения крепи выполнена оценка напряженно-деформированного состояния рассматриваемого участка на различных
этапах строительства камер. Учитывая высокую прочность пород и отсутствие
склонности к пластическим деформациям и ползучести, задача решалась в упругой постановке.
В первую очередь произведѐн анализ напряженно-деформированного состояния крепи участка ствола на отм. -349,5 м, соответствующей нижней границе
сооружаемых камер.
Согласно классификации [115] породы рассматриваемого участка относятся к I категории устойчивости, что допускает принимать крепь минимальной
толщины без расчета.
Обследование состояния крепи ствола на рассматриваемом участке показало отсутствие наружных повреждений крепи. Коэффициент неоднородности крепи на основе проведенных замеров фактической толщины принят равным kt=1,15.
Определение запаса несущей способности крепи произведено по методике
[16] с учетом положений главы 2 диссертационной работы.
Исходные данные расчѐта:

характеристики вмещающих пород: модуль деформации, Е0=62000 МПа;
начальный коэффициент поперечной деформации, 0=0,07; прочность пород на
сжатие, R=92 МПа;

средний объемный вес породного массива, =0,02799 мН/м3;

расчетная глубина ствола на отметке камер загрузочных устройств, Н=349,5
м;

толщина монолитной бетонной крепи, t=0,3 м;

радиус
r1= 3,3 м;
крепи
ствола
в
свету,
r2
=3,0 м,
внешний
радиус,
111

характеристики
бетона
крепи
(класс
В15):
модуль
деформации,
Е1=23000 МПа; начальный коэффициент поперечной деформации, 1=0,2 расчетное сопротивление бетона одноосному сжатию, Rb=8,5 МПа
Максимальное поле горизонтальных напряжений в массиве составит:
 r( 0 )  p0( 0 )      H  0,0753  0,02799  349 ,5  0,736 МПа , (4.2)
где  – коэффициент бокового распора,

0
0,32

 0,0753 .
1   0 1  0,32
Эквивалентные напряжения, приложенные на бесконечности
Peq  p0( 0 )
2
2
 0,736
 0,396 МПа ,
0 1
2,72  1
(4.3)
где 0 – коэффициент вида напряженного состояния, при плоской деформации
 0  3  4 0  2,72
Коэффициент передачи напряжений через внешний бесконечный слой
К0 
2
где
0  1

G0 c12 1  1  2
G1

c12  1
1,72  1
 0,069,
6060 1,0752 1,72  1  2
2

13000
1,0752  1
(4.4)
G0, G1 – соответственно модуль сдвига пород и крепи
G0 
Е0
62000

 28971,96 МПа ;
21  0  21  0,07 
G1=0,4Е1=9200 МПа;
с1 - коэффициент
c1 
r1 3,3

 1,1 .
r2
3
Напряжения на контакте крепи с массивом (нагрузки на крепь)
p0 (1)  K 0  Peq  0,069  0,396  0,0274 МПа .
(4.5)
112
Нормальные тангенциальные напряжения соответственно на внутреннем и
внешнем контурах сечения крепи
 in  p0(1)  m1  0,0274 11,524  0,316 МПа ;
(4.6)
 ex  p0(1)  m1'  0,0274 10,524  0,288 МПа,
где
m1, m’1 – коэффициенты, определяемые из выражений:
2c 2
2 1,12
m1  2

 11,524;
c  1 1,12  1
c 2  1 1,12  1
m  2

 10,524 .
c  1 1,12  1
'
1
Средние по сечению нормальные тангенциальные напряжения
 m  0,5 in   ex   0,50,316  0,288   0,302 МПа .
(4.7)
Запас несущей способности крепи согласно выражению (2.14) составит
Kз 
где
0,85  0,85  8,5
 17 ,68 ,
0,302 1,15 1,0
0,85, 0,85 – коэффициенты, принимаемые в соответствии с [116].
Таким образом, до начала сооружения камер загрузочных устройств крепь
пройденного ствола имеет существенный запас прочности.
4.2.4
Оценка
напряженно-деформированного
состояния
участка
пройденного ствола в различные периоды сооружения приствольных
выработок
Для оценки напряженно-деформированного состояния участка ствола в
различные периоды сооружения приствольных выработок разработаны соответствующие численные модели.
На первой стадии моделирования рассмотрены 1-й и 2-й этапы рассечки
камер – сооружение верхней и нижней подводящих выработок (рисунок 4.10).
Фрагмент конечно-элементной модели с изополями эквивалентных напряжений σэ. представлен на рисунке 4.11. С помощью графического постпроцессора
программного
комплекса
«Лира»
выполнена
оценка
напряженно-
деформированного состояния модели, начиная от отм.-349,5 м вверх по стволу и
установлены максимумы концентраций эквивалентных напряжений.
113
а) Разрез по стволу
б) сечение
Рисунок 4.10 – Схема 1-го и 2-го этапов:
– направление проходки;
– монолитная бетонная крепь;
– породный целик;
114
Рисунок 4.11 – Фрагмент модели с изополями эквивалентных напряжений
после реализации 1-го и 2-го этапов
На рисунках 4.12 - 4.13 представлены фрагменты сечений модели с изополями эквивалентных напряжений на различных высотных отметках (в зоне верхней подводящей выработки).
Рисунок 4.12 – Изополя эквивалентных напряжений σэ (высотная отметка -335 м)
115
Рисунок 4.13 – Изополя эквивалентных напряжений σэ (высотная отметка -337 м)
Распределение напряжений в зоне нижней подводящей выработки аналогично верхнему участку. Максимальные эквивалентные напряжения в породах
составили σэ. = 3,92 МПа.
Далее рассмотрен 3-й этап – сооружение первой камеры загрузочных устройств (рисунок 4.14).
Фрагмент конечно-элементной модели с изополями эквивалентных напряжений σэ. представлен на рисунке 4.15.
Характерные фрагменты сечений модели с изополями эквивалентных напряжений приведены на рисунке 4.16 - 4.19. Максимальные эквивалентные напряжения в породах составили σэ. = 4,67 МПа.
116
Рисунок 4.14 – Схема 3-го этапа
117
Рисунок 4.15 – Фрагмент модели с изополями эквивалентных напряжений
после реализации 3-го этапа
Рисунок 4.16 – Изополя эквивалентных напряжений σэ (высотная отметка -335 м)
118
Рисунок 4.17 – Изополя эквивалентных напряжений σэ (высотная отметка -337 м)
Рисунок 4.18 – Изополя эквивалентных напряжений σэ (высотная отметка -343 м)
119
Рисунок 4.19 – Изополя эквивалентных напряжений σэ
(высотная отметка -346 м)
На заключительной стадии исследования рассмотрено сооружение второй
камеры загрузочных устройств (рисунок 4.20).
Фрагмент конечно-элементной модели с изополями эквивалентных напряжений σэ. после реализации 6 этапа представлен на рисунке 4.21.
Характерные фрагменты сечений модели с изополями эквивалентных напряжений приведены на рис. 4.22 - 4.25. Максимальные эквивалентные напряжения в породах составили σэ. = 4,98 МПа.
Таким образом, при реализации всех рассмотренных этапов напряжения в
породах не превысили максимально допустимых значений, опасность вывалообразования отсутствует.
В связи с этим далее определен запас несущей способности крепи пройденного ствола в зоне влияния приствольных выработок без учета зон разруше-
120
ния пород. На основе анализа характерных участков крепи ствола минимальное
значение составило Kз=9,85.
Рисунок 4.20 – Схема 6-го этапа
121
Рисунок 4.21 – Фрагмент модели с изополями эквивалентных напряжений
после реализации 6-го этапа
Рисунок 4.22 – Изополя эквивалентных напряжений σэ (высотная отметка -335 м)
122
Рисунок 4.23 – Изополя эквивалентных напряжений σэ (высотная отметка -337 м)
Рисунок 4.24 – Изополя эквивалентных напряжений σэ (высотная отметка -343 м)
123
Рисунок 4.25 – Изополя эквивалентных напряжений σэ (высотная отметка -346 м)
4.2.5 Рекомендации по креплению участка сооружения камер загрузочных устройств
С целью исключения опасности вывалов в пройденный ствол при сооружении приствольных выработок, обусловленных влиянием не выявленных при
обследовании ствола нарушений крепи и пород, а также возможными технологическими ошибками, разработана технология упрочнения породного массива и
усиления крепи с учетом положений раздела 3 диссертационной работы.
Технические решения реализованы в диапазоне высотных отметок -354,5 –
-328 м.
Технические решения представляют собой швеллерные кольца и систему
сталеполимерных анкеров, пространство между кольцами в зоне рассечки закрепляется металлической сеткой. Швеллерные кольца и сетка предложены как более экономичная альтернатива углепластиковому ламинату, с учетом большого
расчѐтного запаса прочности бетонной крепи.
124
Акт внедрения разработок представлен в Приложении. В настоящее время
рассмотренный участок ствола находится в эксплуатации около 5 лет. Нарушений крепи и армировки не наблюдается.
4.3 Выводы по главе 4
1. Разработана технологическая схема сооружения сопряжения в эксплуатационном (пройденном) стволе, предусматривающая управление напряженнодеформированным состоянием массива путем оставления породного целика с
обоснованными размерами, поэтапного раскрытия поперечного сечения сопряжения и ввода крепи усиления в работу.
2. В результате сравнения традиционной и предлагаемой технологических
схем сооружения приствольных выработок в пройденных стволах установлено,
что переход на предложенную схему работ позволяет увеличить запас несущей
способности существующей крепи пройденного ствола в 1,7 - 2,0 раза, а при
применении дополнительного усиления крепи углепластиковым ламинатом – в
2,5 - 3,4 раза по сравнению с традиционной технологией.
3. Произведена реализация разработанных решений при реконструкции
участка пройденного ствола рудника «Узельгинский». В настоящее время участок ствола в зоне приствольных выработок находится в эксплуатации около 5
лет. Нарушений крепи и армировки не наблюдается. Основные элементы технологической схемы сооружения сопряжений также использованы при разработке
проекта производства работ строительства сооружений вертикального вспомогательного ствола №4 с околоствольными дворами отм. 142,7 и 631,5 м шахты «Гуковская».
На основании полученных результатов сформулировано третье научное
положение:
– применение схемы сооружения приствольной выработки в направлении
«к стволу» через подводящую выработку с оставлением породного целика позволяет уменьшить напряжения в крепи пройденного ствола в 1,7 - 2,0 раза, при
125
этом они нелинейно зависят от ширины породного целика и прямо пропорционально возрастают при увеличении пролета подводящей выработки.
126
Заключение
Диссертация является научно-квалификационной работой, в которой содержится решение задачи по обоснованию и разработке технологических схем
сооружения приствольных выработок в пройденных вертикальных стволах, обеспечивающих уменьшение негативного воздействия строительства на крепь и армировку ствола и увеличение технико-экономических показателей, что имеет существенное значение для строительной геотехнологии.
Основные научные и практические результаты работы, полученные лично
автором, заключаются в следующем:
1. Предложен подход к оценке напряженно-деформированного состояния
крепи пройденного ствола до начала работ по сооружению приствольных выработок с учетом сформировавшегося вторичного поля напряжений, образовавшихся
зон разрушения пород вокруг ствола и дефектных участков в крепи.
2. Произведено исследование фактического состояния крепи ствола с помощью томографа А1040 MIRA на трех опытных участках с общей площадью поверхности крепи 264 м2. На основе статистической обработки полученных данных
установлено, что при проектной толщине крепи 400 мм максимальная толщина
ненарушенной крепи составила 816 мм (204,0% от проектной), а минимальная в
дефектной зоне – 275 мм (69% от проектной). Максимальный перепад толщины
крепи в одном сечении ствола достиг 450 мм.
3. Установлено, что в дефектных участках крепи возникают концентрации
нормальных тангенциальных напряжений в зависимости от соотношений tкр/tкр.min
и Gб/Gп, где tкр – толщина крепи на обычном участке ствола; tкр.min – толщина крепи в зоне утонения; Gб – модуль сдвига бетона крепи; Gп – модуль сдвига окружающих ствол пород. На основании исследований получено выражение для определения коэффициента концентрации напряжений, учитывающее эти параметры.
4. Разработаны технологические схемы строительства приствольных выработок (сопряжений клетевых стволов и камер загрузочных устройств скиповых
стволов) в направлении «к стволу», предусматривающие предварительное уп-
127
рочнение пород и усиление крепи, поэтапное раскрытие сечения выработки с оставлением у ствола породного целика.
5. Обоснованы параметры анкерного упрочнения пород для характерных
участков ствола в зоне строительства приствольной выработки, обеспечивающие
устойчивость пород при требуемых значениях коэффициента упрочнения пород
и размера зоны упрочнения.
6. Выполнено исследование способа усиления крепи ствола в зоне строительства приствольной выработки дополнительным армирующим слоем из высокопрочного углепластикого ламината. Установлено, что наиболее эффективной
областью применения армирующего слоя являются участки ствола в зоне проема
приствольной выработки и над сводом до высоты (1,2 - 1,4)B. Несущая способность усиленной крепи нелинейно возрастает при увеличении площади и соответствующего процента армирования в пересчете на 1 м погонной длины крепи.
7. Разработаны конструктивные решения промежуточных ярусов армировки
с минимальным числом точек контакта несущих элементов армировки с крепью
ствола, которые позволяют выполнить пространственное звено армировки высотой 12 м вне зоны активного влияния приствольной выработки. Работоспособность армировки на данном участке обеспечивается путем применения обоснованных соотношений размеров профилей консольных опор, межъярусных связей
и дополнительных опорных ветвей.
8. Установлено, что коэффициент влияния приствольной выработки Kвл на
крепь ствола зависит от ширины породного целика и пролета подводящей выработки. Изменение этих параметров позволяет управлять процессом загружения
крепи ствола в период строительства приствольной выработки.
9. Выполнено сравнительное математическое моделирование участка сооружения приствольной выработки пройденного ствола при применении традиционной и предлагаемой технологической схемы работ. Установлено, что при
применении технологической схемы в направлении «к стволу» величина напряжений в крепи ствола в 1,7 - 2,0 раза меньше, чем при реализации технологии «из
ствола».
128
10. Выполнено внедрение разработанных решений в проекте производства
работ строительства сооружений вертикального вспомогательного ствола №4 с
околоствольными дворами отм. 142,7 и 631,5 м шахты «Гуковская»; в проекте
сооружения загрузочных камер в эксплуатационном скиповом стволе рудника
«Узельгинский» Учалинского ГОК.
129
Библиографический список
1. Акимов, А.Г. Обеспечение безопасности эксплуатации шахтных стволов /
А.Г. Акимов, Х.Х. Хакимов  М.: Недра, 1988.  216 с.
2.Аптуков, В.Н. Оценка влияния негативных факторов на ослабление бетонной крепи шахтных стволов в соляных породах / В.Н. Аптуков, В.В. Тарасов //
Известия вузов. Горный журнал. – 2015. – №1. – С. 47 - 52.
3.Армейсков, В.Н. Проектирование монолитной бетонной крепи вертикальных стволов, упрочненной железобетонными анкерами / В.Н. Армейсков // Горный информационно-аналитический бюллетень. – 2012. – №6. – С. 213 - 215.
4. Байсаров, Л.В.
Анализ
опыта
и
направления
совершенствования
организации строительства шахтных стволов / Л.В. Байсаров [и др.] // Уголь
Украины. – 2004. – №8. – С. 34 - 39.
5. Баклашов, И.В. Механика подземных сооружений и конструкций крепей:
учеб. для вузов / И.В. Баклашов, Б.А. Картозия.  М.: Недра, 1992.  543 с.
6. Баклашов, И.В. Геомеханика: учеб. для вузов: В 2 т. – М.: Изд-во Моск.
гос. горн. ун-та, 2004. - Т. 1. Основы геомеханики. – 208 с.
7. Баклашов, И.В. Геомеханика. Т. 2. Геомеханические процессы: учебник
для вузов: В 2 т. / И.В. Баклашов [и др.]. – М.: Издательство Московского государственного горного университета, 2004. – 249 с.
8. Боликов, В.Е. Создание методов обеспечения устойчивости горных выработок рудников в условиях формирующегося поля напряжений: автореф. дис. …
д-ра техн. наук: 05.15.04 / Боликов Владимир Егорович – Тула, 1998. – 30 с.
9. Боликов, В.Е. Напряженно-деформированное состояние бетонной крепи
при строительстве вертикальных стволов / В.Е. Боликов, Т.Ф. Харисов, И.Л.
Озорнин // Горный информационно-аналитический бюллетень. – 2011. – №11. –
С. 77 - 86.
10.Бондаренко, В.И. О технологии укрепления закрепного пространства
шахтных стволов / В.И. Бондаренко, И.А. Садовенко А.М. Трачук // Уголь Украины.  1995.  № 4.  С. 24 - 25.
130
11. Борщевский, С.В. Физико-технические и организационные основы интенсивных технологий сооружения стволов в условиях повышенной водоносности породного массива автореф. дис. … д-ра техн. наук: 05.15.04 / Сергей Васильевич Борщевский: – Днепропетровск, 2008. – 38 с.
12. Бородуля, А.А. Обоснование параметров анкерно-бетонной крепи при
сооружении сопряжений вертикальных стволов угольных шахт: дис. … канд.
техн. наук: 05.15.04 / Бородуля Андрей Анатольевич. – Донецк, 2002. – 153 с.
13. Булат, А.В. Перспективное направление создания охранных конструкций горных выработок с использованием анкерных натяжных систем / А.В. Булат,
В.Б. Усаченко, В.В. Левит // Геотехническая механика. – 1997.  № 3.  С. 3 - 9.
14.Булычев, Н.С. Проектирование и расчет крепи капитальных выработок /
Н.С. Булычев, Н.Н. Фотиева, Е.В. Стрельцов.  М.: Недра, 1986.  288 с.
15. Булычев, Н.С. Механика подземных сооружений. М.: Недра, 1982.  270
с.
16. Булычев, Н.С. Механика подземных сооружений: учеб. для вузов/ Н.С.
Булычев. – М.: Недра, 1994. – 382 с.
17. Булычев, Н.С. Крепь вертикальных стволов шахт/ Н.С.Булычев, Х.И.
Абрамсон.  М.: Недра, 1978.  301 с.
18. Булычев, Н.С. Механика подземных сооружений в примерах и задачах/
Н.С. Булычев  М.: Недра, 1989.  272 с.
19. Быкова, О.Г. Расчет крепи вертикальных шахтных стволов с учетом ее
переменной толщины: дис. … канд. техн. Наук / О.Г. Быкова: – Сант-Петербург,
1997. – 168 с.
20. Вяльцев, В.М. Совершенствование технологии строительства приствольных выработок: дис. … канд. техн. наук./ В.М. Вяльцев:– Новочеркасск,
2000. – 150 с.
21. Физико-технические основы комбинированных способов крепления вертикальных горных выработок в сложных горно-геологических условиях: автореф.
дис. … д-ра техн. наук./ В.П. Друцко – Днепропетровск, 1996. – 32 с.
22. Димов, А.И. О нагрузках на бетонную крепь глубокого ствола // А.И.
131
Димов, В.А. Смирнов, А.С. Тютерев. - Уголь Украины.  1979.  № 3.  С. 42.
23. Долгий, И.Е. Совершенствование параллельных схем проходки вертикальных стволов // И.Е. Долгий. - Изв. вузов. Горный журнал. – 2011. – № 7. – С.
77 - 80.
24. Ержанов, Ж.С. Теория ползучести горных пород и ее приложения/ Ж.С.
Ержанов  Алма-Ата: Наука, 1964.  175 с.
25. Завьялов, Р.Ю. Теория и методы расчета анкерной крепи протяженных
выработок./ Р.Ю. Завьялов – Тула, изд-во ТулГУ, 2000. – 162 с.
26. Заславский, Ю.З. Крепление вертикальных шахтных стволов // Ю.З. Заславский. - Уголь Украины – 1985. – №5. С. 42 - 43.
27. Заславский, Ю.З.Крепление подземных сооружений / Ю.З.Заславский,
В.М. Мостков – М.: Недра, 1979. – 325 с.
28. Исследование проявлений горного давления в капитальных выработках
глубоких шахт Донецкого бассейна / Ю.З.Заславский.  М.: Недра, 1966.  180 с.
29. Инструкция по расчету и применению облегченных видов крепей с анкерами в вертикальных стволах.  Харьков: ВНИИОМШС, 1990.  75 с.
30. Казикаев, Д.М. Диагностика и мониторинг напряженного состояния
крепи вертикальных стволов / Д.М. Казикаев, С.В.Сергеев. – М.: Горная книга,
2011. – 244 с.
31. Калмыков, Е.П. О вывалах породы в вертикальных стволах // Е.П. Калмыков. - Шахтное строительство.  1978.  № 7.  С. 11 - 15.
32. Козел, А.М. Научные основы выбора и расчета крепи вертикальных
стволов угольных шахт при влиянии очистных выработок: автореф. дис. … д-ра
техн. наук/ А.М. Козел. – Ленинград, 1988.  46 с.
33. Козел, А.М. Устойчивость пород в вертикальном стволе при усложнении
горно-геологических условий рудников // А.М. Козел. - Изв. вузов.Горный журнал.  1994.  С. 49 - 53.
34. Козел, А.М., Борисовец В.А., Репко А.А. Горное давление и способы
поддержания вертикальных стволов/ А.М. Козел, В.А. Борисовец, А.А. Репко. 
М.: Недра, 1976.  293 с.
132
35. Козел, А.М. Совершенствование способов охраны вертикальных стволов
в сложных условиях глубоких шахт // А.М. Козел. - Разработка угольных месторождений на больших глубинах.  М.: 1971.  С. 53 - 58.
36. Козел, А.М. Исследование и управление горным давлением в вертикальных шахтных стволах // А.М. Козел - Исследование, прогноз и контроль проявления горного давления.  Л.: ЛГИ; 1982.  С. 116 - 117.
37. Козел, А.М. Расчет анкерной крепи в вертикальных шахтных стволах //
А.М. Козел, О.Г. Быкова. - Методы изучения и способы управления горным давлением в подземных выработках. – Л: 1987. – С. 48 – 51.
38. Козел, А.М. Эффективность анкерной крепи вертикальных шахтных
стволов // А.М. Козел. - Шахтное строительство.  1989.  № 11.  С. 19 - 20.
39. Колдунов, И.А. Геомехоническое обеспечение устойчивости сопряжений вертикальных стволов на глубоких горизонтах: автореф. дис. … канд. техн.
наук / Колдунов И.А. – Днепропетровск, 2011. – 23 с.
40. Косков И.Г. Перспективы безремонтного поддержания вертикальных
стволов шахт // И.Г. Косков, В.А. Прагер, А.В. Будник. - Уголь Украины.  1994.
 № 9.  С. 47 - 49.
41. Косков, И.Г. Основные направления совершенствования техники и технологии сооружения шахтных стволов // И.Г. Косков. - Шахтное строительство. 
1986  № 3.  С. 1 - 3.
42. Кравченко, Г.И. Облегченные крепи вертикальных выработок / Г.И.
Кравченко.  М.: Недра, 1974.  208 с.
43. Кравченко, Г.И. Основы теории и технологии крепления вертикальных
выработок штангами и набрызгбетоном: автореф. дис. … д-ра техн. наук / Г.И.
Кравченко. – Ленинград, 1972. – 24 с.
44. Крупенников, Г.А. Взаимодействие массивов горных пород с крепью
вертикальных выработок/ Г.А. Крупенников [и др.]  М.: Недра, 1966.  316 с.
45. Крупенников, Г.А. Горнотехнические принципы постановки аналитических задач механики горных пород // Г.А. Крупенников. - Проблемы механики
горных пород.  Алма-Ата, Наука.  1966.  С. 226 - 237.
133
46. Ксендзенко, Л.С. Разработка метода определения параметров зональной
структуры разрушения сильно сжатого массива вокруг подземных выработок //
Электронное периодическое издание «Вестник Дальневосточного государственного технического университета». – 2001. – № 3/4. – Режим доступа:
http://vestnikis.dvfu.ru/cms_files/Image/ksen.pdf (доступ свободный) – Загл. с экрана.
47. Кузнецов, Г.Н. Методы и средства решения задач горной геомеханики/
Г.Н. Кузнецов [и др.] – М.: Недра, 1987. – 248 с.
48. Левит, В.В. Результаты диагностики состояния вертикальных стволов
методом электрометрии // Уголь Украины – 1997.  № 6.  С. 50 - 53.
49. Левит, В.В. Решение по применению анкерной стяжной крепи, обеспечивающей самозапирание приконтурных пород // В.В. Левит, В.Б. Усаченко. Геотехническая механика.  1997.  № 2.  С. 34 - 42.
50. Левит, В.В. Влияние свойств пород и типа крепи на взаимодействие системы «крепь  массив» в вертикальных стволах // Геотехническая механика, 1997.
 № 3.  С. 32 - 39.
51. Левит, В.В. Геомеханическое основы разработки и выбора комбинированных способов крепления вертикальных стволов в структурно неоднородных
породах: автореф. дис. … д-ра техн. наук. – Днепропетровск, 1999. – 36 с.
52. Либерман, Ю.М. Давление на крепь капитальных выработок. – М.: Наука, 1969. – 120 с.
53. Литвинский, Г.Г. Крепь «Монолит» из разгруженных и упрочненных
горных пород//Расчет и конструирование крепи для капитальных выработок глубоких шахт – Л.;М.: ЛГИ. – 1974. – С. 101 - 104.
54. Лысиков, Б.А. Влияние выбросов породы на крепь вертикальных стволов в слабых горных породах // Шахтное и подземное строительство. – 1982. - №7
– С. 15-17.
55. Максимов, А.П. О величине горного давления на крепь шахтного ствола
и о толщине крепи // Шахтное строительство.  1958.  № 7.  С. 9 - 11.
56. Максимов, А.П. О геомеханических параметрах трехслойной сталебе-
134
тонной крепи вертикальных стволов // А.П. Максимов, Б.В. Евтушенко. - Горный
журнал.  1973.  № 6.  С. 33 - 35.
57. Манец, И.Г. Техническое обслуживание и ремонт шахтных стволов /
И.Г. Манец, Ю.Д. Снегирев, В.П. Паршинцев.  2-е изд., перераб. и доп.  М.: Недра, 1987.  327 с.
58. Манец, И.Г. Техническое обслуживание и ремонт шахтных стволов/ И.Г.
Манец, Б.А. Грядущий, В.В. Левит. – Донецк: Свiт книги, 2012. – 418 с.
59. Мартыненко, И.А. Шахтное и подземное строительство. Ч. II. Технология строительства вертикальных стволов: учеб. пособие / И.А. Мартыненко. [и
др.] - Шахтинский ин-т ЮРГТУ. Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001. – 260 с.
60. Методика расчета жестких армировок вертикальных стволов шахт. –
Донецк: ВНИИГМ им. М.М. Федорова, 1985.– 160 с.
61. Меренкова, Н.В. Обоснование технологии возведения бетонной крепи
вертикальных стволов с отставанием от забоя большими заходками: дис. … канд.
техн. наук. – Новочеркасск, 2011. – 180 с.
62. Насонов, И.Д.
Технология
строительства
подземных
сооружений.
Строительство вертикальных выработок / И.Д. Насонов. – М.: Издательство академии горных наук, 1998. – 296 с.
63. Насонов, Н.Д. Механика горных пород и крепление горных выработок. –
М.: Недра, 1969. – 330 с.
64. Неровных, А.А. Совершенствование методики оценки грузоподъемности железобетонных пролетных строений железнодорожных мостов, усиленных
композиционными материалами: дис. … канд. техн. наук. – Новосибирск, 2012. –
201 с.
65. Новик, Е.Б. Опыт сооружения вертикальных стволов в ЮАР/ Е.Б. Новик, В.В. Левит, М.А. Ильяшов. – Киев: Технiка, 2004. – 64 с.
66. Овчинников, И.Г. и др. Вопросы усиления железобетонных конструкций композитами: экспериментальные исследования особенностей усиления композитами изгибаемых железобетонных конструкций // Интернет-журнал «НАУКОВЕДЕНИЕ».
–
2012.
–
№4.
–
Режим
доступа:
http://naukovedenie.ru/PDF/7tvn412.pdf (доступ свободный) – Загл. с экрана.
135
67. Паланкоев, И.М. Инновационные подходы к проектированию глубоких
вертикальных стволов // Горный информационно-аналитический бюллетень. –
2011. – № 10. – С. 222 - 226.
68. Пашкова, О.В. Анализ современного состояния вопроса строительства и
эксплуатации приствольных выработок // Горный информационно-аналитический
бюллетень. – 2011. – № 4. – C. 40 - 42.
69. Пашкова, О.В. Изменение напряжений в крепи при сооружении приствольных выработок из пройденного ствола // Горный информационноаналитический бюллетень. – 2011. – № 4. – C. 43 - 45.
70. Пашкова, О.В. Количественная и качественная оценка влияния сооружаемой приствольной выработки на напряжения в крепи эксплуатационного
ствола // «Опыт прошлого – взгляд в будущее»: материалы Междунар. научн.практ. конф. молодых ученых и студентов /ТулГУ. - Тула. – 2011. – С. 60 - 62.
71. Пашкова, О.В. Обоснование решений по усилению крепи эксплуатационного ствола при сооружении приствольных выработок // «Опыт прошлого –
взгляд в будущее»: материалы Междунар. научн.-практ. конф. молодых ученых и
студентов / Материалы конференции: ТулГУ. - Тула, 2011. С. 62-65.
72. Пашкова, О.В. Обоснование крепи скипового ствола №1 горнообогатительного комбината «Гарлыкского месторождения калийных солей», сооружаемого способом бурения // О.В. Пашкова, Д.А. Соломойченко. - Проблемы
геологии, планетологии, геоэкологии и рационального природопользования: сб.
тез. и стат. Всерос. конф., г. Новочеркасск, 26-28 октября 2011 г. / Юж.-Рос. гос.
техн. ун-т. (НПИ). – Новочеркасск: Лик, 2011. – С. 228-230.
73. Пашкова, О.В. Определение параметров анкерной крепи стволов в зоне
влияния приствольных выработок // Проблемы геологии, планетологии, геоэкологии и рационального природопользования: сб. тез. и стат. Всерос. конф., г. Новочеркасск, 26-28 октября 2011 г. / Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. (НПИ). – Новочеркасск:
Лик, 2011. – С. 197-199.
74. Пашкова, О.В. О проблеме строительства и эксплуатации сопряжений и
приствольных камер шахтных вертикальных стволов // Совершенствование тех-
136
нологии строительства шахт и подземных сооружений. сб. науч. тр. Вып. 17. –
Донецк: «Норд – Пресс», 2011. –С. 16-18.
75. Пашкова, О.В. Напряженное состояние крепи эксплуатационного шахтного ствола при сооружении приствольных выработок // Совершенствование технологии строительства шахт и подземных сооружений. сб. науч. тр. Вып. 17. –
Донецк: «Норд – Пресс», 2011. –С. 23-24.
76. Пашкова, О.В. К вопросу о эффективности анкерного упрочнения монолитной бетонной крепи пройденного ствола перед сооружением приствольных
выработок // О.В. Пашкова, И.Ю. Сытник, С.В. Борщевский. - Совершенствование технологии строительства шахт и подземных сооружений: сб. науч. тр. Вып.
18. – Донецк: «Норд – Пресс», 2012. – С. 229 - 230.
77. Плешко, М.С. Разработка эффективных строительных материалов для
подземного и транспортного строительства // М.С. Плешко, В.С. Верещагин, О.В.
Пашкова. - «Социально-экономические и экологические проблемы горной промышленности, строительства и энергетики»: материалы конф./ ТулГУ. – Тула,
2012. – Т2. – С. 154 - 158.
78. Плешко, М.С. О классификации способов сооружения приствольных
выработок в шахтных стволах // М.С. Плешко, О.В. Пашкова. - «Строительство –
2013»: Современные проблемы промышленного и гражданского строительства:
материалы междунар. науч.-практ. конф. – Ростов н/Д: Рост. гос. строит. ун-т,
2013. – С. 112 - 113.
79. Пашкова, О.В. Сравнительный анализ напряженно-деформированного
состояния ствола в период реконструкции при рассечке камер загрузочных устройств // «Социально-экономические и экологические проблемы горной промышленности, строительства и энергетики»: материалы конф./ ТулГУ. - Тула, 2013. –
Т1. С. 283 - 287.
80. Пашкова, О.В. Исследование влияния геометрических параметров приствольной выработки на напряжѐнное состояние крепи ствола в период эксплуатации // Science and innovations in the field of vehicle service and traffic safety: Сб.
науч. тр. – Шахты: ИСОиП (филиал) ДГТУ, 2014. – С. 135 - 138.
137
81. Пашкова. О.В. О формировании вокруг вертикального ствола зон разрушения и сниженной прочности пород // Совершенствование технологии строительства шахт и подземных сооружений: сб. науч. тр. Вып. 20. – Донецк: «Норд –
Пресс», 2014. – С. 6 - 8.
82. Петухов, И.А. Деформации вертикальных стволов вследствие сдвижений по напластованию // Горное давление, сдвижение горных пород и методика
маркшейдерских работ:  сб. тр. ВНИМИ.  № 77.  С. 79 - 86.
83. Плешко, М.С. Обоснование эффективной технологии крепления глубоких вертикальных стволов в сложных горно-геологических условиях: дис. … д-ра
техн. наук. - Новочеркасск, 2010. – 323 с.
84. Плешко, М.С. Методика расчета безрасстрельной армировки с дополнительной опорной ветвью // Изв. вузов. Сев.-кавк. регион. Техн. науки. - 2003. –
Прил. №4. – C.71 - 75.
85. Плешко, М.С. Технология монтажа безрасстрельной армировки с дополнительной опорной ветвью // М.С. Плешко, Д.В. Крошнев. - Горный информационно-аналитический бюллетень. – 2004. – №10. - C. 239 - 241.
86. Плешко, М.С. Новые решения в проектировании жесткой армировки
вертикальных стволов // М.С.Плешко, А.Ю. Прокопов, С.Г. Страданченко. - Ростов н/Д: Изд-во журн. «Изв. вузов. Сев.-кавк. регион», 2005. – 216 с.
87. Плешко, М.С. Особенности совместной работы системы «армировка крепь - породный массив» в глубоких вертикальных стволах // М.С. Плешко, Д.В.
Крошнев. - Горный информационно-аналитический бюллетень. – 2005. – №8. – C.
168 - 171.
88. Плешко. М.С. Исследование влияния приствольных выработок на напряженно-деформированное состояние крепи вертикального ствола с помощью
численных моделей // М.С. Плешко, Д.В. Крошнев. - Горный информационноаналитический бюллетень. – 2006. – Тематическое приложение «Физика горных
пород». – C. 303 - 309.
138
89. Плешко, М.С. Проектирование параметров анкерно-бетонной крепи вертикальных стволов // М.С. Плешко, С.Г. Страданченко, В.Н. Армейсков. - Изв. вузов. Сев.-кавк. регион. Техн. науки. 2007. – №3. – C. – 87 - 89.
90. Плешко М.С. Исследование работы участка крепления безрасстрельной
армировки вертикального ствола при комплексном действии нагрузок // М.С.
Плешко, А.Ю. Прокопов, С.В. Басакевич. - Изв. вузов. Сев.-кавк. регион. Техн.
науки. 2007. – №4. – C. 84 - 86.
91. Плешко, М.С. Инновационные подходы к проектированию комплекса
вертикального ствола современной угольной шахты // М.С. Плешко, А.Ю. Прокопов, С.Г. Страданченко. - Изв. вузов. Горный журнал. – 2008. – №3. – C. – 36 - 41.
92. Плешко, М.С. Анкерно-бетонное крепление крепление глубоких
вертикальных стволов / Шахтинский ин-т (филиал) ЮРГТУ (НПИ). –
Новочеркасск: ЮРГТУ(НПИ), 2008. – 181 с.
93. Плешко, М.С. Оценка влияния неоднородности породного массива на несущую способность крепи вертикальных стволов // Горный информационноаналитический бюллетень (научно-технический журнал). – 2013. – № 1. – С. 61 - 64.
94. Плешко, М.С. Разработка технических решений по повышению устойчивости участков сопряжений вертикальных стволов // М.С. Плешко, А.А. Насонов, О.В. Пашкова. - Интернет-журнал «Науковедение». – 2014. – Вып. 5 (24). –
Режим доступа: http://naukovedenie.ru/PDF/08KO514.pdf (доступ свободный) –
Загл. с экрана.
95. Pleshko, M.S. Study of technical solutions to strengthen the lining of the barrel in the zone of influence of construction near-wellbore production // M.S. Pleshko,
S.G. Stradanchenko, S.A. Maslennikov, O.V. Pashkova. - ARPN Journal of Engineering
and Applied Sciences. – VOL. 10. – NO. 1, JANUARY 2015. – Рa. 14-19.
96. Подопригора, О.А. Совершенствование технологии устройства сопряжений глубоких шахтных стволов с транспортными горизонтами в напряженных
массивах горных пород // О.А. Подопригора [и др.] - Горный журнал. – 2013. –
№5. – С. 27 - 30.
139
97. Поляков, А.Л. Первый опыт комплексного обследования крепи вертикальных стволов на рудниках ОАО «Беларуськалий» // А.Л. Поляков, Е.А. Лутович, С.А. Северинчик. - Прикладная фотоника. – 2011. – Т.5. – № 2. – С. 144-146.
98. Покровски, Н.П. Технология строительства подземных сооружений и
шахт. Ч. II. Технология сооружения вертикальных, наклонных выработок и камер.
– М.: Недра, 1982. – 296 с.
99. Привалов, А.А. Взаимодействие анкерной крепи и вмещающих пород
вблизи выработок. – Ростов-н/Д: Изд-во СКНЦ ВШ, 2002. – 56 с.
100. Прокопова, М.В. Обоснование параметров крепи и жесткой армировки
глубоких вертикальных стволов с учетом фактических отклонений от проекта в
процессе проходки: автореф. дис. … канд. техн. наук. – Новочеркасск, 2004.  22
с.
101. Прокопова,
М.В.
Математическое
моделирование
напряженно-
деформированного состояния системы «крепь-массив» при углубке вертикальных
стволов
//
М.В.
Прокопова,
К.Э.
Ткачева.
-
Горный
информационно-
аналитический бюллетень. – 2012. – № 4. – С. 213-216.
102. Протосеня, А.Г. Расчет нагрузок на крепь глубоких стволов, сооружаемых в сложных горно-геологических условиях // А.Г. Протосеня, А.М. Козел, В.А.
Борисовец. - Шахтное и подземное строительство. – 1984. – №6. – С. 13-15.
103. Протосеня, А.Г. Расчет средних нагрузок на многослойную крепь вертикальных стволов, сооружаемых в сложных горно-геологических условиях способом замораживания // Крепление и охрана горных выработок. – Новсибирск:
1983. – С. 12-19.
104. Пшеничный, Ю.А. Технология сооружения горных выработок в сложных горно-геологических условиях (специальные способы строительства): учебн.
пособие / Ю.А. Пшеничный, В.В. Левит. – Донецк. – 1997. – 200 с.
105. Рева, В.Н. О совершенствовании способов повышения устойчивости
горных выработок // В.Н. Рева, В.Н. Абросимов. - Шахтное строительство.  1983.
 № 8.  С. 9 - 11.
106. Репко, А.А. О предельных деформациях сжатия бетонной крепи верти-
140
кальных стволов // А.А. Репко [и др.] - Шахтное строительство .  1985.  №8. 
С. 16-17.
107. Репко, А.А. Особенности деформаций бетонной крепи вертикальных
стволов // Шахтное строительство.  1987.  № 1.  С. 15 - 16.
108. Репко, А.А. Расчет нагрузок на крепь вертикальных стволов в слабых
горных породах // Шахтное и подземное строительство. – 1982. – №7. – С. 15 - 17.
109. Руппенейт, К.В. Некоторые вопросы механики горных пород. – М.: Углетехиздат, 1956. – 384 с.
110. Руководство по проектированию подземных горных выработок и расчету крепи / ВНИМИ, ВНИИОМШС Минуглепрома СССР.  М.: Стройиздат. 
1983.  272 с.
111. Савин, И.И. Диагностика крепи эксплуатируемых и законсервированных вертикальных шахтных стволов // И.И. Савин, В.А. Свиридкин, С.Б. Лукашин. - Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. –
2012. – № 1. – С. 177 - 181.
112. Селиванов, А.С. Выбор оптимальных параметров бетонной крепи вертикальных стволов шахт // А.С. Селиванов, Б.Н. Цай. - Строительство предприятий угольной промышленности. Науч.-техн. реф. сб. – ЦНИЭИуголь, ЦБНТИ
Минуглепрома УССР. – 1981. – №5. – с. 21 - 22.
113. Смирнов, Н.В. Перспективы применения бетонов с высокими эксплуатационными свойствами в отечественном транспортном строительстве // Н.В.
Смирнов [и др.] - Транспортное строительство. – № 12. – 1998. – С. 16 - 18.
114. Смирняков В.В. Технология строительства горных предприятий: учебник для вузов / В.В. Смирняков , В.И. Вихарев , В.И. Очкуров. – М.: Недра, 1989.
– 573 с.
115. СП 91.13330.2012. Подземные горные выработки. Актуализированная
редакция СНиП II-94-80. – М.: ФАУ «ФЦС», 2012. – 58 с.
116. СП 63.13330.2012. Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения. Актуализированная редакция СНиП 52-01-2003. – М.: ФАУ
«ФЦС», 2012. – 161 с.
141
117. Страданченко, С.Г. Технология армирования вертикальных стволов на
участках деформирующегося породного массива: дис. … канд. техн. наук. – Новочеркасск, 1998. – 109 с.
118. Сыркин, П.С. Технология строительства вертикальных стволов / П.С.
Сыркин. [и др.]. – М.: Недра, 1997. – 456 с.
119. Сыркин, П.С. Технология армирования вертикальных стволов / П.С.
Сыркин, Ф.И. Ягодкин, И.А. Мартыненко. – М.: Недра, 1996. –202 с.
120. Сыркин, П.С. Разработка и внедрения комплексного метода прохождения вертикальных стволов в сложных гидрогеологических условиях при сооружении шахт / П.С. Сыркин, А.А. Пшеничный. – М. – 1997. – 125 с.
121. Сыркин, П.С. Шахтное и подземное строительство. Ч. I. Оснащение
вертикальных стволов к проходке: учеб. пособие / П.С. Сыркин , И.А. Мартыненко , А.Ю. Прокопов. - Шахтинский ин-т ЮРГТУ. Новочеркасск: ЮРГТУ, 2000. –
300 с.
122. Сыркин, С.П. Технико-экономическая оценка и определение области
применения параллельной технологической схемы проведения и крепления ствола // Совершенствование проектирования и строительства угольных шахт: сб. науч. тр. /Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001. – C. 110 - 121.
123. Сыркин, С.П. Влияние типа и толщины крепи на техникоэкономические показатели проходки стволов // Совершенствование проектирования и строительства угольных шахт: сб. науч. тр. /Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. Новочеркасск: ЮРГТУ, 2001. – C. 129 - 135.
124. Сыркин, С.П. Ресурсосберегающая технология строительства вертикальных стволов: автореф. дис. … канд. техн. наук. – Новочеркасск, 2002. – 24 с.
125.
Тиль В.В. Геомеханические проблемы строительства шахтных ство-
лов на донском ГОКе // В.В. Тиль, М.М. Бекеев, В.Е. Боликов. - Горный журнал. –
2013. – № 5. – С. 22 - 26.
126. Тюркян, Р.Д. Научно-технические проблемы повышения эффективности сооружения вертикальных стволов // Уголь Украины.  1993.  № 4.  С. 9-11.
142
127. Типовые материалы для проектирования 401-011-87-89. Сечения и
армировка вертикальных стволов с жесткими проводниками. - Харьков: Южгипрошахт, 1989.
128.
Фомичев, А.Д. Технологии механизированного строительства главных
вертикальных стволов на примере современных стволопроходческих агрегатов //
Известия Тульского государственного университета. Технические науки. – 2014. –
№ 1. – С. 172 - 179.
129. Фотиева, Н.Н. Расчет крепи горных выработок, сооружаемых с применением инъекционного упрочнения пород // Н.Н. Фотиева, А.С. Саммаль. - Известия вузов. Горный журнал. – №10. – С. 32 - 37.
130. Фотиева, Н.Н. Определение области применения набрызгбетонной
крепи стволов в сочетании с анкерами // Н.Н.Фотиева, [и др.] - Шахтное и подземное строительство. – 1988. – №3. – С. 9 - 11.
131. Фесенко, Г.Л. Оценка условий поддержания шахтных стволов методом
предельного равновесия // Г.Л. Фесенко, А.М. Козел, В.В. Адамский. - Шахтное
строительство.  1983.  № 2.  С. 7 - 11.
132. Фадеев, А.Б. Метод конечных элементов в геомеханике.  М.: Недра,
1987.  221 с.
133. Харисов, Т.Ф. Обеспечение устойчивости крепи в процессе строительства вертикальных стволов // Т.Ф. Харисов, В.А. Антонов. - Проблемы недропользования. – 2014. – № 1. – С. 65 - 69.
134. Черданцев, Н.В. Устойчивость сопряжения вертикального ствола и горизонтальной выработки // Вестник Кузбасского государственного технического
университета. – 2004. – №5. – С. 3-7.
135. Шашенко, О.Н.,
Пустовойтенко В.П.
Механика
горных
пород:
Пiдручник для ВУЗiв. К.: Новий друк, 2004. – 400 с.
136. Shashenko O. Geomechanics.: History, modern state and prospects of development / O. Shashenko, T. Majcherczyk. – New Technological Solutions in Underground Mining International Mining Forum, 2006. – pp. 35 - 37.
137. Шинкарь, И.Г. Научное обоснование технологии возведения крепи
143
ствола повышенной несущей способности: автореф. дис. … канд. техн. наук. –
Тула, 2004. – 20 с.
138. Широков, П.А. Анкерная крепь: справ / П.А.Широков [и др.]. – М.:
Недра, 1990. – 205 с.
139. Южанин, И.А. Охрана и поддержание сопряжений вертикальных стволов с горизонтальными выработками // И.А. Южанин, В.А. Дрибан. - Уголь Украины.  1988.  № 6.  С. 43 - 44.
140. Южанин, И.А. Охрана глубоких шахтных стволов в Донбассе // И.А.
Южанин, В.А. Дрибан, С.Б. Кулибаба. - Уголь Украины.  1987.  № 7.  С. 43 44.
141. Jing, L. A review of techniques, advances and outstanding issues in numerical modelling for rock mechanics and rock engineering // International Journal of Rock
Mechanics and Mining Sciences, 2003. – no 40. – pp. 283 - 353.
142. Ягодкин Ф.И. Основные направления сокращения продолжительности
строительства вертикальных стволов // Ф.И. Ягодкин, И.Г. Косков, А.Н. Лапко. Технология, техника и организация проведения капитальных горных выработок.
Харков: ВНИИМШС. – 1989. С. 13-21.
143. Ягодкин, Ф.И. Передовой опыт проходки вертикальных стволов на
отечественных и зарубежных шахтах / ЦНИЭИуголь.  М., 1992.  124 С.
144. Ягодкин, Ф.И. Научно-методические основы проектирования ресурсосберегающих технологий строительства глубоких вентиляционных стволов:
дис. … д-ра техн. наук. –М., 1990. – 160 с.
145. Zhang, X., Han Y., Liu S., Su C. Deformation prediction analysis model for
the mine shaft-wall. Liaoning Gongcheng Jishu Daxue Xuebao (Ziran Kexue Ban) //
Journal of Liaoning Technical University (Natural Science Edition), 2014. – no 33 (8).
– pp. 1070 - 1073.
144
Приложение А
145