WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

29.07.05

Sпр,

м2

S,

м2

%*

Sпр,

м2

S,

м2

%

Sпр,

м2

S,

м2

%

Sпр,

м2

S,

м2

%

11,2 / 14,3

15,8

1,5

9,5

16,5

2,2

13,3

17,9

3,6

20,1

17,2

2,9

16,9

14,9 / 18,3

20,0

1,7

8,6

20,2

1,9

9,4

22,1

3,8

17,2

22,1

3,8

17,2

18,8 / 21,0

-

-

27,2

6,2

22,8

27,6

6,6

23,9

-

-

Примечание: - фактическая площадь переборов в процентах к проектному сечению

Таким образом, можно сказать, что разуплотненный взрывом шпуровых зарядов слой постепенно обрушается, охватывая также со временем переходную зону.

Для оценки мощности разуплотненной зоны и изменения прочности массива с глубиной использован метод сверления, предложенный в 60х годах прошлого столетия А.М. Янчуром для пород Донбаса. За основу взят прибор А.Н. Кульбачного. Автор изменил конструкцию, курировал разработку чертежей прибора, приспособленного для испытаний слабых руд в шахтных условиях, и его изготовление в механическом цехе рудника, разработал способ и “Устройство…” для крепления прибора на поверхности рудного обнажения. На “Устройство…” автором совместно с аспирантом Д.Н. Петровым подана заявка и получено положительное решение о выдаче патента.

Для обоснования переходного коэффициента от осевого усилия при сверлении к прочности массива по зависимости сж=К (К – переходной коэффициент, – усилие подачи) выполнена серия испытаний по определению прочности рыхлых руд на образцах неправильной формы, отобранных в зоне разуплотнения. Испытано 112 образцов, в том числе 92 в осушенном массиве и 20 в увлажненном. Получены следующие средние значения сж:

- для осушенной руды сж=(9±0,3) кг/см2;

- для увлажненной руды сж=(7±0,24) кг/см2.

Проведена серия испытаний рудного массива сверлением на 12 участках в транспортных ортах и экспериментальной выработке (рис. 2).

Рис. 2. Зависимость прочности руд от расстояния до

контура выработки.

Результаты испытаний подтверждают наличие зон разуплотнения в приконтурном слое, переходной зоны и глубинного слоя с примерно одинаковой прочностью на глубине более 0,9-1,1 м.

Все методы, реализованные в шахтных условиях, подтвердили эффект формирования вокруг выработок в слабых мартитовых и железнослюдково-мартитовых рудах трех зон, в которых руда существенно отличается по состоянию и свойствам: зоны разуплотненной руды, мощностью 0,5-0,8 м с прочностью руды до 0,9 МПа, переходной зоны предельного состояния, в которой прочность массива постепенно растет от 0,9 до 9 МПа и ненарушенной зоны с повышенной плотностью, с прочностью руды 9-12 МПа, в которой массив находится в естественном состоянии.

2. Модуль деформации массива слабых руд, определенный решением “обратной” задачи по измеренным в натуре смещениям контура выработок, на порядок меньше модуля деформации, принятого по данным разведки в проектных материалах.

Физико-механические свойства рудного массива Яковлевского месторождения в естественном состоянии изучены недостаточно. Имеющаяся в проектных материалах информация получена на образцах, отобранных при бурении скважин. Керны рыхлых и средней плотности руд разрушались; испытывались образцы, полученные уплотнением под нагрузкой, соответствующей природным напряжениям. В этой связи значения таких характеристик, как предел прочности при сжатии, модуль деформации, сцепление, непосредственно влияющие на деформационные процессы вокруг выработок, ненадежны. Выделяются низкие значения предела прочности мартитовых и железнослюдково-мартитовых рыхлых (1,02-2,7 МПа) и средней плотности (5,1-6,3 МПа) руд. При такой прочности выработки и целики между выработками должны разрушаться, чего на практике не наблюдается. Модули деформации рыхлых руд (1,52-1,86)104 МПа явно завышены; они всего на порядок ниже, чем модули железистых кварцитов лежачего бока. Обычной, приблизительной корреляции между сж и Е не прослеживается.

Очевидна неадекватность значений базовых характеристик массива реальным условиям поддержания выработок в руде. По этой причине не работает общепринятый критерий устойчивости по показателю напряженности вида:

; (1)

где z – естественные напряжения в массиве; К1, К2 – коэффициенты концентрации напряжений от проходки выработки и влияния других выработок; R – предел прочности пород (руд) при сжатии; Кс, в – коэффициенты снижения прочности трещинами и при увлажнении руды. Все выработки пройденные по БЖР, классифицируются по критерию Пв как весьма неустойчивые, при этом расчетные напряжения (числитель) превышают расчетную прочность массива в десятки раз. Такие оценки не подтверждаются реальным состоянием обнажений в рудных выработках.

Непредставительность значений критериев Пв объясняется низкими значениями пределов прочности R и коэффициента Кс. Для повышения эффективности критериев Пв, методом сверления определена прочность рудного массива за пределами зоны предельного состояния, на глубинах до 2,0 м. По результатам (рис. 2) видно, что прочность рыхлых руд достигает 9-12 МПа, что намного выше принятых в проекте строительства рудника. Коэффициент структурного ослабления рыхлых руд, по предварительным оценкам ВИОГЕМ и СПГГИ(ТУ), находится в интервале 0,15-0,4, что также не подтверждается наблюдениями за состояниями обнажений. На сегодня очевидно, что в слабых и средней плотности рудах Кс отражает не ослабление массива трещинами, которые в этих рудах не прослеживаются, кроме крупных тектонических нарушений, а структурную неоднородность массива. Для учета влияния неоднородности предлагается оценивать Кс по колебаниям экспериментальных значений сж, полученных на образцах неправильной формы: среднее значение сж=(9±0,3) кг/см2, коэффициент вариации =39 %, минимальное значение сж=(2,7±0,3) кг/см2, Кс=0,3 и методом сверления: среднее значение =(9±0,24) кг, коэффициент вариации =10 %, минимальное значение =(4,5±0,24) кг, Кс=0,5.

Некорректность деформационных характеристик (Е, ) слабых руд выявилась при моделировании НДС массива вокруг выработок с помощью МКЭ. При проектных значениях Е, смещения контура выработки на модели составили единицы мм, в то время как смещения боков составляют 25-30 мм, кровли до 56 мм. Для представлении в модели реальных свойств массива была решена “обратная” задача: по значениям измеренных в натуре смещений путем перебора вариантов определены величины Е=440 МПа, =0,35 МПа, при которых расхождения между натурными и модельными смещениями не превышали 13 %. Полученные значения Е, использовались при моделировании НДС массива с выработкой, закрепленной упрочняющей крепью.

3. В слабых рудах можно крепить выработки комбинированной упрочняющей крепью из анкеров “Swellex” с гибкими подхватами при условии полной затяжки контура, предупреждающей вывалы руды из зоны разуплотнения и обеспечивающей подпор зоны предельного состояния разрыхленной рудой.

В экспериментальной выработке рудника в рыхлых рудах проведены испытания упрочняющей крепи из анкеров “Swellex” с затяжкой контура металлической решеткой. Несмотря на низкое качество установки анкеров (рис. 3) и затяжки, участок в течении года находился в удовлетворительном состоянии до начала работ по рассечке сопряжения, которые вызвали “обыгрывание” анкеров, обрывы сетки и высыпание руды.

а - при установке 5 анкеров; б - при установке 6 анкеров;

пунктирная линия - проектный контур выработки.

Рис. 3. Фактические контур экспериментальной выработки и положение анкеров «Swellex»:

Эксперимент показал, что:

1 – анкера оказали на вмещающий массив заметный упрочняющий эффект: смещения массива на глубине более 1м были почти вдвое меньше, чем на участках с арочной крепью;

2 – решающее значение имеет конструкция затяжки и качество работ по установке анкеров и навеске сетки;

3 – несущая способность анкеров “Swellex” в рыхлых рудах, определенная опытным вытягиванием, не менее 60 кН при глубине заделки анкера в устойчивой зоне не более 1 м.

Предложена конструкция упрочняющей крепи из анкеров “Swellex”, гибких подхватов из двух стержней арматурной стали и деревянной затяжки, чем обеспечивается плотное подкрепление рудного обнажения. С учетом результатов испытаний анкеров на вытягивание и выявленных закономерностей деформации вмещающего массива разработана методика расчета параметров анкерной крепи в слабых рудах, в которых методики известные по практике применения анкеров на рудниках не работают.

Рис. 4. Расчетная схема гибкого подхвата.

Принципиальная схема расчета: прочность закрепления анкеров достаточна для удержания вывала руды весом из зон разуплотнения и предельного состояния мощностью m и m1. Конструкция устойчива, если прочность подхватов достаточна для удержания вывала.

Допускаемая нагрузка на гибкий подхват по формуле Н.Н. Кайдалова и Ю.Н. Огородникова:

; (2)

где F – площадь сечения двух стержней подхвата, R- расчетное сопротивление стали на разрыв, A – “провес” подхвата между анкерами, a – расстояние между анкерами.

В зависимости от диаметра арматуры подхвата получена следующая зависимость [q] от расстояния между анкерами (рис.5).

Рис. 5. Зависимость предельной нагрузки на подхват от диаметра арматуры подхватов и расстояния между анкерами.

На модели методом конечных элементов исследовано НДС вмещающего массива, дезинтегрированного на зоны 1, 2, 3. Эффект анкерования кровли моделировался увеличением модуля деформации рудного слоя на глубине 0,8-1,8 м. Степень упрочнения определена по соответствию смещений контура выработки на модели со смещениями, измеренными на экспериментальном участке. Установлены области концентраций касательных напряжений в зоне повышенной напряженности, ориентированные по угловым секторам свода (рис. 6). Схема размещения анкеров по кровле должна обеспечивать перекрытие этих областей.

Рис. 6. Эпюра касательных напряжений вокруг одиночной выработки, пройденной по рудному массиву и упрочненной анкерной крепью.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

- Расчетная оценка устойчивости обнажений в мартитовых, железнослюдково-мартитовых рыхлых и средней плотности рудах,определенная по критерию напряженности, не соответствует фактическому состоянию выработок в рудном массиве. Причиной несоответствия является заниженная величина предела прочности руд в массиве.

- Смещения реперов, результаты зондирования закрепного пространства за арочной крепью, характерные деформации трубчатых штанг, изменения прочности руд с глубиной, установленные методом сверления, однозначно указывают на дезинтеграцию вмещающего рудного массива, с образованием по контуру выработки слоя разуплотненной руды мощностью до 0,8 м с прочностью при сжатии 0,8-1,1 МПа и переходной зоны предельного состояния мощностью 0,2-0,3 м.

- Предел прочности рыхлых мартитовых и железнослюдково-мартитовых руд в естественном состоянии, определенный методом сверления, составляет 9-12 МПа, что почти на порядок превышает прочность руд в исходной проектной документации.

- По результатам натурных наблюдений за смещениями контура выработок в рудном массиве решением “обратной” задачи на конечно-элементных моделях определены средние значения модуля деформации и коэффициента Пуассона рудного массива Яковлевского месторождения (соответственно Е=440 МПа, =0,35).

- Область применения упрочняющих анкерной и комбинированной крепей на Яковлевском руднике можно существенно расширить, в том числе в выработках, пройденных по слабым рудам, при условии крепления кровли и боков анкерами “Swellex” с гибкими подхватами и затяжкой, обеспечивающей подбучивание контура отслаивающейся рудой.

- Длину анкеров следует принимать по условию их заглубления в зону повышенных напряжений на глубину не менее 0,8-1,0м. Расстояния между анкерами определять по разработанной методике, по условию прочности гибкого подхвата под нагрузкой от веса руды в зонах разуплотнения и предельного состояния, с учетом подбучивания обнажения разрыхленной рудой.

ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНЫ СЛЕДУЮЩИЕ РАБОТЫ:

1. Максимов А.Б. Опыт применения анкерной крепи в рыхлых рудах.// Освоение минеральных ресурсов севера: проблемы и их решения./ Труды 4-й Международной научно-практической конференции 12-14 апреля 2006г./Филиал СПГГИ(ТУ) <<Воркутинский горный институт>>. – Воркута, 2006 г. – Т. 1. С. 76-78.

2. Максимов А.Б. Перспективы применения анкерной крепи в рудных выработках Яковлевского рудника./ В.Ф. Пахалуев, Ю.Н. Огородников, А.Б. Максимов.// Записки горного института. СПГГИ(ТУ), СПб, 2006 г. Т 168,. С. 181-183.

3. Максимов А.Б. Рациональные параметры поддерживающей крепи горизонтальных выработок./ А.В. Матвеев, Ю.Н. Луговской, В.И. Очкуров, А.Б. Максимов.// Записки горного института. СПГГИ(ТУ), СПб, 2006 г. Т 168,. С. 191-195.

Pages:     | 1 || 3 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»