Бесплатный автореферат и диссертация по наукам о земле на тему

Деформирование и разрушение несущих элементов камерной системы разработки в условиях слоисто-неоднородного строения породного массива

ВАК РФ 25.00.20, Геомеханика, разрушение пород взрывом, рудничная аэрогазодинамика и горная теплофизика

Автореферат диссертации по теме "Деформирование и разрушение несущих элементов камерной системы разработки в условиях слоисто-неоднородного строения породного массива"

На правах рукописи

Ломакин Иван Сергеевич

ДЕФОРМИРОВАНИЕ И РАЗРУШЕНИЕ НЕСУЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ КАМЕРНОЙ СИСТЕМЫ РАЗРАБОТКИ В УСЛОВИЯХ СЛОИСТО-НЕОДНОРОДНОГО СТРОЕНИЯ ПОРОДНОГО МАССИВА

Специальность 25.00.20 Геомеханика, разрушение горных пород, рудничная аэрогазодинамика и горная теплофизика

21 ОКТ 2015

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

005563613

Пермь-2015

005563613

Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном учреждении науки Горном институте Уральского отделения Российской академии наук (ГИ УрО РАН)

Научный руководитель: Барях Александр Абрамович

доктор технических наук, профессор

Официальные оппоненты:

Серяков Виктор Михайлович

доктор технических наук, профессор, заведующий лабораторией механики горных пород ФГБУН ИГД СО РАН (г. Новосибирск)

Ашихмнн Сергей Геннадьевич

доктор технических наук, профессор

кафедры МДГиГИС

ФГБОУ ВПО ПНИПУ (г. Пермь)

Ведущая организация:

ФГБУН ИГД УрО РАН (г. Екатеринбург)

Защита состоится «20» ноября 2015 г. в 15-00 часов на заседании диссертационного совета Д 004.026.01 при ГИ УрО РАН по адресу: 614007, г. Пермь, ул. Сибирская, 78а. С диссертационной работой можно ознакомиться в библиотеке и на сайте ГИ УрО РАН: http://www.mi-perm.ra.

Автореферат разослан «_»_2015 г.

Отзывы, заверенные печатью организации, просим направлять в двух экземплярах не позднее, чем 10 дней до защиты диссертации. В отзыве должны быть указаны фамилия, имя, отчество, должность, организация, почтовый адрес, телефон и электронная почта лица, предоставившего его.

Отзывы необходимо направлять по адресу: 614007, г. Пермь, ул. Сибирская, 78а. Телефон/факс: +7 (342) 216-75-02. Электронная почта: bba@mi-perm.ru.

Ученый секретарь диссертационного совета, кандидат геолого-минералогических наук, доцент

Б.А. Бачурин

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы диссертации:

Освоение месторождений водорастворимых руд, как правило, осуществляется камерной системой разработки с поддержанием вышележащей толщи опорными междукамерными целиками (МКЦ) различных размеров. Устойчивость междукамерных целиков функционально связана с обеспечением сохранности водозащитной толщи (ВЗТ), которая отделяет водоносные горизонты от выработанного пространства. Нарушение сплошности ВЗТ обуславливает прорыв пресных вод в горные выработки, что нередко приводит к гибели рудника и возникновению сопутствующего комплекса негативных последствий для подработанных территорий. Множественные примеры подобных аварийных ситуаций свидетельствуют о несовершенстве методов определешш параметров системы разработки не только в нашей стране, но и за рубежом.

Время сохранения устойчивости целиков определяется конкретными требованиями к технологии ведения горных работ и зависит от комплекса горногеологических и горнотехнических факторов. Продуктивная толща, как правило, характеризуется неоднородным строением, выраженным в слоистой структуре с включением тонких прослоев низкопрочных пород. Такие прослои образуют поверхности ослабления продуктивных пластов, вследствие чего снижается устойчивость опорных элементов камерного блока. Ввиду недостаточности знаний о влиянии этих и многих других факторов на несущую способность междукамерных целиков прогнозные значения срока их службы в ряде случаев оказываются завышенными.

Стремительное развитие вычислительной техники в XX в. открыло новые перспективы в изучении недр. Применение математического моделирования напряженно-деформированного состояния (НДС) подработанных породных толщ в сочетании с совершенствованием экспериментально-исследовательской базы позволяет осуществлять более детальное изучение происходящих в них геомеханических процессов. В этой связи диссертационная работа, посвященная геомеханическому анализу устойчивости несущих элементов камерной системы разработки в осложненных горно-геологических условиях, представляется актуальной и имеет важное значение для практики обеспечения безопасности горных работ.

Диссертационная работа выполнена в соответствии с планами научных исследований ГИ УрО РАН по госбюджетным темам «Геомеханическое обеспечение высокоэффективного и безопасного освоения месторождении водорастворимых руд в зонах градопромышленных агломераций» (№гос. per. 01200955521), «Деформирование и разрушение конструктивных элементов горнотехнических систем в сложных геологических условиях» (№гос. per. 01201350098), программой фундаментальных исследований Президиума РАН «Фундаментальные проблемы механики и смежных наук в изучении многомасштабных процессов в природе и технике» (проект «Проблемы устойчивости структурно-неоднородных элементов горнотехнических систем», №гос. per. 01201268440); грантом РФФИ №11-05-96020-р_урал_а «Разработка критериев разрушения горнотехнических объектов» (№ гос. per. 01201170923), грантом РФФИ среди молодых ученых («Мой первый

грант») № 12-05-31482 мол_а «Оценка влияния неоднородного строения продуктивной толщи на несущую способность горнотехнических объектов» (№гос. per. 01201277691).

Целью диссертационной работы является геомеханический анализ изменения несущей способности слоистых междукамерных целиков во времени с учетом взаимосвязанных процессов разрушения их краевых частей и обрушения пород между пластья.

Идея работы основана на поэтапном математическом моделировании изменения степени нагружения междукамерных целиков вследствие разрушения горных пород.

Задачи исследований:

1. Выполнить анализ теоретических и экспериментальных исследований несущих элементов камерной системы разработки в условиях слоисто-неоднородного строения породного массива.

2. Провести испытания модельных аналогов междукамерных целиков и сформулировать адекватное теоретическое описание результатов экспериментов для калибровки математической модели их деформирования и разрушения.

3. Произвести геомеханическую оценку изменения несущей способности слоистых междукамерных целиков в зависимости от их формы, пространственного положения и свойств глинистых прослоев.

4. Оценить влияние процессов обрушения пород кровли, разрушения краевых частей междукамерных целиков на степень их нагружения.

5. Разработать подходы к анализу изменения устойчивости междукамерных целиков, адекватно отражающие реальные процессы их разрушения во времени, и провести верификацию полученных оценок.

Методы исследований включали обработку и анализ результатов лабораторных и натурных измерений, математическое моделирование, основанное на аппарате механики сплошных сред, применение современных вычислительных алгоритмов и процедур.

Основные научные положения, выносимые на защиту:

1. Предложена методическая схема калибровки математической модели деформирования и разрушения слоистых междукамерных целиков, основанная на теоретическом описании результатов лабораторных испытаний физических аналогов в виде составных неоднородных образцов горных пород и позволяющая скорректировать параметрическое обеспечение геомеханических расчетов.

2. Для структурно-неоднородных соляных междукамерных целиков установлено количественное влияние комплекса факторов, определяющих изменение их несущей способности. К основным из них относятся: мощность, влажность и пространственное положение глинистых прослоев, отношение ширины целика к его высоте, мощность между пластья, технологические схемы очистной выемки.

3. Разработана методика геомеханического анализа изменения степени нагружения междукамерных целиков во времени, базирующаяся на математическом описании взаимосвязанных процессов разрушения конструктивных элементов камерной системы разработки, критериях обрушения пород кровли и натурных оценках кривой длительной прочности.

Достоверность научных положений, выводов и рекомендаций, изложенных в диссертации, достигается представительным объемом лабораторных и экспериментальных исследований, выполненных с использованием апробированных методик и сертифицированного оборудования, применением адаптированного параметрического обеспечения, верификацией математических моделей, удовлетворительным качественным и количественным соответствием результатов численных расчетов и натурных наблюдений.

Научная новизна работы;

1. Для Новомосковского месторождения гипса установлено, что обнажение мергеля, залегающего в основании междукамерных целиков, при его мощности более 0.5 м оказывает негативное влияние на их устойчивость, снижая ее в среднем более чем на 10 %.

2. Методами математического моделирования показано, что увеличение степени нагружения реализуется при залегании глинистого прослоя вблизи верхнего основания целика. С удалением глинистого прослоя от кровли вверх по разрезу отмечается интенсивное снижение его влияния на несущую способность целика. На расстоянии более 1.2 м воздействием глинистого прослоя можно пренебречь.

3. Для условий Верхнекамского месторождения солей (ВКМС) установлено, что вне зависимости от технологии очистной выемки (оставление защитной пачки пли подрубка коржей) изменение степени нагружения целиков обусловлено воздействием трех нижних глинистых прослоев. При очистной выемке с оставлением защитной пачки влияние глинистых прослоев имеет место только при отношении ширины целика к его высоте более 1.33. При этом увеличение степени нагружения целиков при нормальной влажности глинистых прослоев не превышает 6 %, при повышенной влажности может достигать 15 %. При проходке очистных камер с подрубкой коржей увеличение степени нагружения целиков составляет до 10 % при нормальной влажности и 20 % при повышенной.

4. Разработана методика построения аналогов кривой длительной прочности соляных междукамерных целиков, базирующаяся на анализе графиков нарастания оседаний земной поверхности. На основе данной методики предложены новые подходы к оценке изменения степени нагружения междукамерных целиков в реальном масштабе времени, учитывающие процессы разрушения их краевых частей и обрушения пород междупластья.

Практическая значимость;

1. Разработана методика анализа изменения во времени несущей способности междукамерных целиков в условиях слоистого строения подработанного массива.

2. Даны количественные оценки снижения несущей способности междукамерных целиков Новомосковского месторождения гипса при обнажении подстилающего слоя мергеля.

3. Для условий Верхнекамского месторождения солей получены зависимости увеличения степени нагружения междукамерных целиков в условиях повышенной глинизации при различных технологических схемах очистной выемки.

Реализация работы:

Основные результаты диссертационной работы использованы для обоснования безопасных параметров ведения горных работ на Новомосковском месторождении гипса и на участках с повышенной глинизацией пород рудников ПАО «Уралкалий».

Апробация работы:

Основные положения и результаты диссертационной работы были представлены на ряде всероссийских и международных конференций, в том числе на региональной научно-практической конференции «Геология и полезные ископаемые западного Урала» (Пермь, 2010 г.), I Всероссийской научно-практической конференции студентов, аспирантов и молодых ученых «Геология в развивающемся мире» (Пермь, 2010 г.), VII Международной научной конференции «Геомеханика. Механика подземных сооружений» (Тула, 2010 г.), Международных научных симпозиумах «Неделя горняка - 2011» и «Неделя горняка - 2013» (Москва, 2011 г., 2013 г.), на научных сессиях и семинарах Горного института УрО РАН (Пермь, 2007-2015 гг.).

Публикации:

По теме диссертационного исследования опубликовано 13 работ, из них 4 - в изданиях, рекомендованных ВАК.

Объем работы и ее структура:

Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав и заключения, изло-жеш1ых на 197 страницах машинописного текста, включая 66 рисунков, 14 таблиц, 3 приложения и список использованной литературы из 190 наименований.

Автор выражает глубокую признательность и благодарность сотрудникам лаборатории механики горных пород, физических проблем освоения георесурсов Горного института УрО РАН за плодотворное сотрудничество, внимание, поддержку и ценные советы, а также инженерно-техническим работникам ПАО «Уралкалий» и ООО «КНАУФ ГИПС Новомосковск» за конструктивную помощь в проведении экспериментальных исследований и внедрении практических результатов работы.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Достоверная оценка устойчивого состояния опорных элементов камерной системы разработки неразрывно связана с обеспечением безопасной эксплуатации рудников. Методы определения устойчивости целиков, по сути, сводятся к сравнению нагрузки, действующей на целик, с его предельной несущей способностью. Один из первых инженерных способов расчета целиков предложил французский горный инженер Л.-М. Турнер. Дальнейшее развитие его гипотеза получила в работах С.Г. Авершина, Л.-Е. Грюнера, Ж.-Н. X. Гупиера, К. Кегеля, М.М. Протодьяконова, В.Д. Слесарева, М. Стаматиу, П.М. Цимбаревича, Л.Д. Шевякова и других ученых. Все эти методы были направлены на совершенствование оценки устойчивости целиков в основном за счет введения в расчет эмпирических корректирующих коэффициентов (коэффициент запаса, коэффициент формы, коэффициент влияния масштабного фактора и формы целиков, уточнение действующих нагрузок и т. д.).

Развитие методов механики сплошных сред (теории упругости, пластичности, ползучести и т. д.) позволило перейти на новый уровень анализа устойчивости несущих элементов систем разработки, основанном на оценках напряженно-деформированного состояния подработанного массива. Большой вклад в развитие этих исследований внесли: С.Г. Авершин, Ш.М. Айталиев, И. Т. Айтматов, М.Т. Алимжанов, Б.З. Амусин, С.С. Андрейко, В.А. Асанов, С.Г. Ашихмин, И.В. Баклашов, A.A. Барях, Э.И. Бергман, X. Бок, В.Е. Боликов, A.A. Борисов, В.И. Борщ-Компониец, Н.С. Булычев, Г.И. Грицко, Р. Гудман, А.Н. Динник, Ж.С. Ержанов, В.М. Жигалкин, С.Я. Жихарев, М.А. Журавков,

B.Г. Зильбершмидг, О.В. Зотеев, Е.И. Ильницкая, М.А. Иофис, Б.А. Картозия, Э.В. Каспарян, Ю.А. Кашников, К.Ч. Кожогулов, A.A. Козырев,

C.А. Константинова, A.C. Космодамианский, Б.А. Крайнев, Г.Н. Кузнецов, C.B. Кузнецов, М.В. Курленя, С.Г. Лехницкий, A.M. Лшьков, А.Б. Макаров, М.Д. Мартыненко, С.Г. Михлин, А.Б. Моргаевский, JI.A. Назаров, JI.A. Назарова,

B.Н. Одинцев, С.Г. Оловянный, В.И. Опарин, М.Е. Певзнер, Г.Д. Полянина, Н.М. Проскуряков, А.Г. Протосеня, А.Ф. Ревуженко, И.В. Родин, К.В. Руппенейт,

C.Н. Савченко, Г.Н. Савин, А.Д. Сашурин, В.М. Серяков, В.А. Сидоров, А.Н. Ставрогин, С.Б. Стажевский, Б.В. Титов, Д.Х. Троллоп, В.Ф. Трумбачев, И.А. Турчанинов, А.Б. Фадеев, Г.Н. Фисенко, H.H. Фотиева, С.А. Христианович, Ю.И. Чабдарова, А.К. Черников, Л.С. Шамганова, Е.М. Шафаренко, Ф.М. Шемякин, Д.И. Шерман, N.G.W. Cook, T. Doering, С. Erichsen, P. Hackett, J.C.Jaeger, J.R. Kiehl, P. Knoll, K.-H. Lux W. Minkley, H. Reginald Hardy, M. Wallner, W. Wittke и многие другое ученые.

Особенностью многих месторождений осадочного типа является слоистое строение породного массива с включением развитых в геологическом разрезе пластичных прослоев. Их наличие обуславливает снижение сцепления между отдельными пластами (слоями) пород кровли, что приводит к ее интенсивному расслоению и обрушению.

Анализ литературных источников показал, что для ВКМС наибольшая концентрация пластичных глинистых прослоев приурочена к кровле рабочих пластов, особенно пласта KpII. Мощность глинистого прослоя может достигать 0.150.20 м., слабой глинисто-соляной пачки - 0.5 м. Накоплены значительные экспериментальные данные о физико-механических свойствах слагающих пород и влиянии влажности на их прочностные характеристики. Кроме того, установлено, что для глинистых прослоев характерна повышенная влагопроводимость. Экспериментально показано, что наибольшее влияние на прочность образца оказывает поверхность ослабления, расположенная в его торцевой части.

В исследованиях, посвященных изучению влияния глинистых прослоев на состояние выработок в слоистом соляном массиве, главным образом рассматривается устойчивость кровли. При этом глинистые прослои чаще всего учитываются инте1рально, а влияние процессов разрушения кровли на несущую способность целиков практически не изучено.

Освоение Новомосковского месторождения гипса, подобно ВКМС, осуществляется камерной системой разработки с поддержанием вышележащей толщи опорными междукамерными целиками. Ниже продуктивной гипсоносной залежи

залегает слой слабых мергелевых пород, склонных к размоканию. Наличие подстилающего слоя мергеля в основании гипсового целика может оказывать негативное влияние на его несущую способность.

В целях оценки влияния пластичных прослоев на несущую способность целиков выполнено физическое моделирование по методике составных образцов. В качестве аналога слоисто-неоднородного междукамерного целика рассматривался составной образец из монолитной продуктивной породы с расположенным на торце пластичным прослоем.

Составной образец, моделирующий неоднородный целик Новомосковского месторождения гипса, состоял из гипсового кубика со стороной 65 мм и пластичного прослоя мергеля аналогичного сечения высотой 25 мм, расположенного в основании гипса. Испытывались 3 партии составных образцов, отличающиеся влажностью мергеля. Для сопоставительного анализа проведены испытания однородных образцов из гипса, по высоте равных составному аналогу. Также выполнены лабораторные исследования механических свойств гипса и мергеля в зависимости от их влажности. Установлено, что влажность гипсовых образцов изменяется от 1.7% (естественная влажность) до 4.2% (предельное водонасыщение). При этом их прочность уменьшается в среднем с 19.1 до 16.5 МПа. Для мергеля изменение влажности от естественного значения (в среднем 3.77 %) до повышенного (15.5 %) приводит к уменьшению на порядок прочностных и деформационных характеристик.

Оценка влияния увлажненного слоя мергеля на прочность составных образцов в безразмерном виде представлена на рис. 1 (линия 1). Степень снижения несущей способности Я определялась отношением прочности составного образца (при разной степени увлажнения мергеля) к прочности сплошного гипсового образца.

Составной образец, представляющий собой физическую модель слоисто-неоднородного целика ВКМС, состоял из сильвинитового кубика размером 60 мм, на верхнем основании которого располагался пластичный прослой из глины. Мощность глинистого материала /г в составном образце варьировалась от 1 до 17 мм, влажность IV менялась в среднем от б до 12%. В целях сопоставления результатов исследований также испытывались монолитные образцы сильвинита без глинистого прослоя.

Уменьшение прочности составного образца относительно предела прочности сильвинита в зависимости от мощности и влажности глинистого прослоя представлено на рис. 2, а-б.

Физическое моделирование влияния пластичных прослоев на несущую способность целиков показало, что разрушение образцов начинается на контакте с

■г % > 1

2/ ч ^ N * к

▼ Экс тер! мен т ■ Рг сче

О 2 4 6 8 10 12 14 16 IV, %

Рис. 1. Влияние влажности мергеля на несущую способность образца (1 - эксперимент, 2 - расчет)

R

0.8

0.6

0.4

0.8

0.6

0.4

пластичным прослоем в направлении действия сжимающих напряжений. Это свидетельствует о том, что в данной области происходит разупрочнение пород. Повышение мощности и влажности пластичного прослоя интенсифицирует процесс разрушения физической модели.

Калибровка математической модели деформирования междукамерных целиков выполнялась на основе теоретического описания результатов лабораторных экспериментов.

На основе численных исследований, выполненных в ГИ УрО РАН (A.A. Барях, H.A. Самоделкпна), установлена корре-

f»

»

"1

5 ^ т

> t

8

*

i i

* L

т Г 7

• / _ • ^

• •

0.05 0.1 0.15 h/(li+h)

0.2 0.25

О 0.05

0.1 0.15 h/(ll+h)

0.2 0.25

• результаты эксиеримен ia

'.упругая модель

О )иру1 о-иластичсскаи модель

Рис. 2. Зависимость прочности составных образцов от относительной мощности глинистого прослоя при его влажности 6 % (а), 12 % (б)

ляционная связь между степенью нагружения междукамерного целика С и максимальным значением нормированной величины интенсивности напряжений, действующей по всей ширине или высоте целика:

С& К" = тах(<Т( 1сгСй.), 0)

где о-; = ^/12(Д.) - интенсивность напряжений, определяемая величиной второго инварианта девиатора напряжений; <тсж - предел прочности на сжатие.

Численное описание физических моделей гипсовых целиков проводилось в упругой постановке. Решение этой и всех последующих задач осуществлялось методом конечных элементов. В качестве параметрического обеспечения математической модели использовались средние механические характеристики гипса и мергеля при различной влажности, полученные по результатам экспериментальных исследований. Расчетная схема соответствовала размерам и условиям испытаний составных образцов.

Изменение несущей способности составного образца оценивалось с учетом соотношения (1) по формуле:

^сяс _ О-пп _ Сод _ од — с~1 £2)

О"^ йод С

пп 1 пп

где индексы «и/г» и «од» определяют показатели, соответствующие составному (с пластичным прослоем) и однородному (без него) целику; сгсж — предел прочности на сжатие; — несущая способность целика; 7? - относительная несущая способность; с — относительная степень нагружения, характеризующая изменение несущей способности целиков в сравнении с их однородными аналогами в зависимости от параметров пластичных прослоев.

На рис. 1 (кривая 2) в соответствии с расчетной формулой (2) иллюстрируется снижение несущей способности составного образца по отношению к монолитному гипсовому аналогу в зависимости от влажности мергеля. Результаты относительной оценки уменьшения прочности составного образца достаточно хорошо согласуются с экспериментальными данными.

Математическое описание составных сильвинитовых образцов (рис. 3) выполнялось в упругой и упруго-пластической постановке, при этом модель Друкера-Прагера описывала деформирование только глинистого слоя. Критерием перехода глины в пластическое состояние являлось превышение предельного значения максимальных касательных напряжений:

гу бСсоБу) л/3(3-зт<р) 1 2 л/3(3-5Ш9>)

где 1\, _ инварианты тензора напряжений и девиатора тензора напряжений, соответственно; <р - угол внутреннего трения; С - коэффициент сцепления.

В качестве параметрического обеспечения использовались механические характеристики сильвинита и глины (при различной влажности), вариативность которых не выходила за пределы квадратичного отклонения от средних значений по данным лабораторных исследований. Рассматривались два значения влажности глины: нормальная (IV = 6 %) и повышенная (IV = 12 %).

В соответствии с расчетной формулой (2) на рис. 2 иллюстрируется снижение несущей способности образца в зависимости от мощности глины и ее влажности. При нормальной влажности глины (IV =6 %) результаты испытаний хорошо описываются даже упругой моделью (рис. 2, а). При повышенной влажности - предпочтительно использовать упруго-пластическую модель деформирования (рис. 2, б).

Результаты математического описания лабораторных исследований показали, что повышение мощности и влажности пластичного прослоя обуславливает увеличение параметра К , что свидетельствует о снижении несущей способности образцов. Увеличение влажности пластичного прослоя интенсифицирует этот процесс. Максимальные значения интенсивности напряжений приурочены к зоне контакта, что свидетельствует о локализации начальной стадии разрушения в данной области и согласуется с характером разрушения составных образцов при лабораторных экспериментах.

Выполненные лабораторные и численные исследования влияния пластичных прослоев на несущую способность образцов подтверждают первое научное положение:

Предложена методическая схема калибровки математической модели деформирования и разрушения слоистых междукамерных целиков, основанная на теоретическом описании результатов лабораторных испытаний физических

Г : Глина

1уН ; Спльвпппт 1 Ь = 60 мм

Рис. 3. Расчетная схема математической модели составного образца

г-

Рис. 4. Схема расчета неоднородного гипсового

междукамерного целика

1.2

Я

аналогов в виде составных неоднородных образцов горных пород и позволяющая скорректировать параметрическое обеспечение геомеханических расчетов.

Для численного описания напряженно-деформированного состояния реального гипсового целика в качестве расчетной области выделялась часть породного массива, соответствующая камерному блоку (рис. 4) Новомосковского месторождения с усредненными параметрами отработки. Математическое моделирование проводилось в рамках плоской задачи теории упругости. В качестве параметрического обеспечения расчетов использовались средние механические характеристики гипса и мергеля (при различной влажности), полученные по результатам экспериментальных исследований.

Результаты количественной оценки снижения несущей способности гипсового целика при обнажении и увлажнении мергеля, выполненные в соответствии с соотношением (2), представлены на рис. 5. Они отражают отсутствие значимого влияния обнажения подстилающего слоя мергеля малой мощности и естественной влажности на устойчивость гипсового целика, а также показывают, что при влажности 15 % и мощности слоя мергеля 2.3 м несущая способность снижается более чем на 30 %. При мощности мергеля 1.3 м и той же влажности уменьшение несущей способности составляет около 20 %.

Анализ геологических и технологических условий отработки ВКМС показывает, что при оценке устойчивости неоднородных соляных междукамерных целнков необходимо учитывать влияние глинистых прослоев, склонных к значительному изменению влажности, залегающих преимущественно в окрестности верхнего основания целика пласта КрИ. В связи с различными технологиями очистной выемки пространственное

положение глинистых прослоев относительно интервала мощности целика может меняться. В случае неустойчивого состояния кровли пласта КрН применяется вариант отработки с оставлением защитной пачки мощностью 0.6 м. Таким образом, глинистые прослои оказываются расположенными над целиком. При подрубке коржей (подрубка составляет 0.5 м, без изменения вынимаемой мощности пласта)

1

0.8

0.6

0.4

0.2

о

7 - 3 \

ч V

♦ 1У1 я IV 01111 от» ОСТ ОСТ > ме > ме 1ГС.1 »гел и о.: я и ' м ' м

от» ОСТ »ме irc.ni 2.: > м

О

8 10 12 14 16

Ж

Рис. 5. Влияние влажности и мощности

подстилающего слоя мергеля на несущую способность гипсовых целиков

глинистые прослои располагаются непосредственно в пределах верхнего основания целика.

С целью определения степени влияния каждого из выделенных параметров рассматривалась модельная расчетная схема камерного блока с глинистым прослоем (рис. б). Пространственное положение глинистого прослоя задавалось в двух вариантах: над верхним основанием целика (рис. 6, а), что соответствовало оставлению защитной пачки при очистной выемке, и в пределах высоты целика (рис. 6,6) - подрубка глинистых коржей. В расчетах варьировалась относительная мощность глинистого прослоя, выраженная как отношение е=Иг/т - мощность глинистого прослоя, т - высота целика). Влажность характеризовалась двумя значениями - 6 % и 12 %, в соответствии с которыми изменялись механические свойства глинистого прослоя. Расчеты выполнялись для целиков с различным отношением их ширины (¿>) к высоте: Л=Ь/т. Высота целика принималась равной 5.2 м.Численная реализация проводилась в упругой постановке. Оценка изменения степени нагружения МКЦ при наличии глинистого прослоя проводилась по формуле (2).

Результаты расчетов показали, что при залегании в пределах высоты целика глинистый прослой оказывает на его несущую способность наиболее выраженное влияние. Изменение степени нагружения для этой схемы расчета (рис. 6, б) при нормальной влажности глинистого материала представлено на рис. 7. Максимальное увеличение степени нагружения целика ввиду его неоднородного строения наблюдается при =0 (рис. 7, а). Кроме того, здесь четко проявляются закономерности, определяющие увеличение степени нагружения целика с ростом мощности глинистого прослоя. Степень влияния глинистого прослоя на несущую способность целика существенно зависит от его формы. С уменьшением значения Я наличие глинистых прослоев нивелируется.

С перемещением глинистого прослоя вниз по высоте целика (рис. 7, б, в, г) изменение степени нагружения МКЦ является неоднозначным. В зависимости от параметров глинистого прослоя могут проявляться асимптотические тенденции либо обнаруживаться локальный экстремум. Такие особенности изменения степени нагружения целика при залегании в его пределах глинистого прослоя связаны с тем, что в этом случае реальная форма целика определяется его составной геометрией.

Для варианта, когда глинистый прослой расположен над верхним основанием целика (рис. 6 а), расчеты показали, что при Ь = О результаты качественно подоб-

Г5

камера I а/2

прослой . I

Ы,

целик Ь

амера ^

а/2 ,[

Рис. 6. Расчетная схема сильвинитового камерного блока с глинистым прослоем: а-с оставлением защитной пачки, б- с подрубкой глинистых коржей

ны графикам, представленным на рис. 7, а. В количественном выражении увеличение степени нагружения несколько меньше (на 2-4 %), что связано с незначительным увеличением высоты сильвиниговой части целика ввиду отсутствия в пределах его высоты глинистого прослоя. С удалением от верхнего основания целика глинистого прослоя его влияние на несущую способность в значительной степени уменьшается и при Ь > 1.2 м им можно пренебречь.

Результаты расчетов для глинистого прослоя повышенной влажности показали, что вне зависимости от его расположения увеличение влажности приводит к интенсификации влияния глины на степень нагружения МКЦ. В качественном отношении влияние пластичного глинистого прослоя на несущую способность целика остается неизменным. В количественном отношении максимальное увеличение степени нагружения МКЦ при IV = 12 % может достигать 32 и 36 % при Ь = 0 и Ькр = 0, соответственно.

Математическое

моделирование НДС реальных междукамерных целиков выполнялось для базового геологического разреза продуктивной толщи, содержащего 5 глинистых прослоев общей мощностью 0.44 м (е = 0.085), при этом нижний глинистый прослой имел наибольшую мощность - 0.15 м (е = 0.029).

Более значимое влияние на несущую способность междукамерных целиков глинистые прослои оказывают в случае подрубки коржей. Здесь увеличение степени нагружения целиков наблюдается даже при небольших значеш1ях X (рис. 8). В количественном выражении для широких целиков (1 > 1.4) увеличение степени нагружения может составлять около 10 % при IV = б %.

Увеличение влажности глины до 12 % качественно не влияет на характер изменения с. В количественном отношении это выражается в несколько большем увеличении степени нагружения целиков. Например, для X > 1.4 ее изменение может достигать 20 %.

1.25 1.2 1.15 1.1

1.05 1

1.251 1.2 1.15 1.1 1.05 1

0.4 0.8 1.2

1.6

О

ж>

О

Д

(У

и

. 4Г „

/ г

V"

0 с 4 0 8 1 2 1

/ °

й

/о

' £

*

1.25 1.2 1.15 1.1 1.05 А 1

I.

1.25 1.2 1.15 1.1 1.05 Л 1

0.4 0.8 1.2

1.6

'8=0.04 «5=0.08 О 6=0.12

р -а

О

/

в

0.

0 с 4 0 8 1 1 6

О- ' п

XI

г

4 ^

6 •

р г Г'

■0 /

Рис. 7. Зависимость степени нагружения целиков от коэффициента формы при различной мощности глинистого прослоя (IV = 6 %): а - ¿кр=0 м;б- 0.4 м; в - 1.2 м; г - 2.6 м

Результаты численного моделирования для варианта очистной выемки с оставлением защитной пачки показали, что изменение степени нагружения имеет место только при относительном размере целика /- > 1.33. В целом увеличение с за счет наличия глинистых прослоев нормальной влажности не превосходит б %; при повышенной влажности - может достигать 13 %.

Как показывают результаты численных расчетов, в реальных геологических условиях вне зависимости от технологии очистной выемки влияние на несущую способность целиков оказывают лишь три нижних глинистых прослоя. Вклад остальных прослоев крайне незна-

1.15

1.1

1.05

1

✓

±) * - _ -а

(7 э > - - -о

йГ" 7- ' -

V тг ^ Л " - > - — -о

V Ч о - - У - - -о

0.08

0.1

0.02 0.04 0.06

о Х=0.5б ♦ ¿.=0.75 * Х.=0.94 ▼ А=1.13

о Л=1.33 Д Я=1.52 □ А=1.71

(з) - Количество глинистых прослоев

Рис. 8. Изменение степени нагружения целиков от суммарной мощности глинистых прослоев при подрубке глинистых коржей (IV = 6 %)

чителен ввиду их существенной удаленности над верхним основанием целика.

По результатам многовариантного математического моделирования построены аппроксимационные формулы для каждого варианта очистной выемки, определяющие изменение несущей способности МКЦ в зависимости от относительного размера целика и относительной мощности трех нижних глинистых прослоев. При оставлении защитной пачки и влажности IV = 6 %:

при Л< 1.5 ° ~ {(4.77Я - 7.2)г +1, при Я >1.5' при влажности IV- 12 %:

_ Г1, при Л £1.4 С ~ [(5.9258/1 -7.742)£ +0.02951+0.9517, при Я > 1.4 При подрубке глинистых коржей снижение несущей способности рассчитывается по формулам: при IV =6%

|2.3076е + (0.0249 -1.2502£)Л-' + 0.9635, при А <1.15 (2.0076е +0.99- (0.2397 -2.3623е)Я302 02^23°°5, при Я > 1.15 при IV = 12%

[(0.3363-0.0071+0.00397+0.82395, при Я < 1.15 [2.7515г +1.0208 - (1,6386е + 0.0872)Г(8 234е+8 8б78), при Я > 1.15

Существенное влияние на степень нагружения МКЦ оказывает состояние кровли очистных камер, особенно технологического междупластья АБ-КрИ. Наиболее значимо это проявляется именно в условиях повышенной глинизации соля-

с= 1

с = <

ного массива. Пластичные глинистые прослои обуславливают снижение устойчивости пород кровли очистных камер, что приводит к интенсивному расслоению и обрушению соляных пород технологического междупластья АБ-КрН. Это приводит к изменению геометрии камерного блока - увеличению высоты междукамерного целика и, как следствие, снижению его несущей способности. Вместе с тем разрушение краевой части целиков ведет к увеличению пролета очистных камер и оказывает негативное влияние на устойчивость междупластья.

В этой связи рассматривался процесс изменения степени нагружения междукамерных целиков вследствие одновременного разрушения их краевых частей и обрушения технологического междупластья. Оценка изменения степеш! нагружения целиков основывалась на математическом моделировании напряженно-деформирован-ного состояния двухпластового камерного блока (рис. 9). В интервале междупластья рабочих пластов выделялись прослои глины и глинистые коржи. Нагружение целика в процессе ведения очистных работ учитывалось путем изменения эффективной нагрузки от уН на начальном этапе проходки камеры до уН{а+Ь)/Ь в зоне полной подработки.

Математическое моделирование процессов разрушения междупластья и краевых частей целика проводилось в постановке плоской деформации. Напряженное состояние камерного блока описывалось идеальной упруго-пластической средой, для которой связь между деформациями и напряжениями на допредельной стадии определялась законом Гука. Предельные напряжения в области сжатия вычислялись по линейной огибающей кругов Мора:

*тах=трг=с + апщ<р, (3)

где коэффициент сцепления С и угол внутреннего трения ср определяются пределом длительной прочности соляных пород при одноосном сжатии ат =0.35а^ и пределом прочности пород при растяжении сгг:

Рис. 9. Расчетная схема двухпластового камерного блока

с =

В выражении (3) г,

ого,г

Ф = ап^

сгт -егг

(4)

а-г+^ос

ач и оп вычисляются через значения главных напряжений:

= )/2; стп +о"3)/2, (5)

где для условий плоской деформации главные напряжения определяются по формулам:

^3=2[(ст*-ст.)±(6)

В области растяжения предельное напряжение ограничивалось пределом прочности на растяжение:

а\=°т (7)

При численном моделировании деформирования глинистых контактов между слоями использовались контактные элементы Гудмана. Связь нормального напряжения (стя) с соответствующей деформацией (¿>„) описывалась линейным уравнением:

°п=К8». (8)

где кп - нормальная жесткость контакта. ПриЗп >0 контакт считался раскрытым и в (8) принималось кп= 0.

Для касательных напряжений (гД действующих по линии глинистого контакта, связь с деформацией сдвига (8^) определялась трехзвенной кусочно-линейной аппроксимацией:

кА при 0 < б, <Зр,

Т1=-*р при 3р<3,<3', (9)

т" при^ >3*,

где к! - сдвиговая жесткость контакта; кт - сдвиговая жесткость контакта на участке разупрочнения; тр - пиковая прочность контакта; т' - остаточная прочность.

Предельное сопротивление контакта сдвигу (пиковая прочность) вычислялось согласно уравнению Кулона:

Тр =Ск+°пЪ<Рк, (10)

где Ск - коэффициент сцепления контакта; (рк - его угол внутреннего трения.

При действии на контакт напряжений растяжения принималось, что его прочность на сдвиг снижается до нуля (кп = к3 =0).

В качестве критерия обрушения пород междупластья принималось условие: выход зоны действия растягивающих напряжений на обнажение (граница «массив - камера») и достижение областью сдвиговой трещиноватости зоны расслоения по глинистым контактам. Оценка разрушения краевых частей междукамерных целиков вследствие растяжения осуществлялась согласно критерию (7).

Количественное изменение степени нагружения оценивалось по формуле (1). Базовое параметрическое обеспечение основывалось на проводимых в ГИ УрО РАН представительных физико-механических испытаниях соляных пород, глинистых прослоев и коржей.

Рассматривались два варианта отработки пластов АБ и КрИ с межосевым расстоянием (/ = а + Ь) 27 м («широкие» камеры) и 12 м («узкие» камеры). Для обоих вариантов расчетная (исходная) степень нагружения целиков являлась примерно одинаковой и составляла: пласт КрН - 0.35; пласт АБ - 0.25. Мощность техноло-

гического междупластья 1г при математическом моделировании варьировалась в диапазоне от 2 до 8 м. Процесс расчета завершался по достижении устойчивого свода в кровле очистной камеры.

Анализ результатов многовариантного математического моделирования показал, что основной механизм разрушения краевых частей целиков - образование трещин отрыва. В случае варианта отработки с 1=21 и разрушение междупластья реализуется за счет образования трещин отрыва и сдвига, расслоения глинистых контактов, которое обуславливает обрушение коржевой части междупластья. Для второго варианта отработки (/ = 12 м) вследствие меньшей ширины очистных камер процесс разрушения междупластья развивается в основном за счет действия растягивающих напряжений и образования трещин отрыва. Уменьшение мощности технологического междупластья АБ-КрИ приводит к увеличению степени нагружения целиков не только на пласте КрН, но и на пласте АБ вследствие выраженной тенденции к формированию объединенного целика.

На рис. 10 иллюстрируется изменение максимальной степени нагружения целиков при разрушении их краевых частей и технологического междупластья в зависимости от его исходной мощности (кривая 2). В случае 1 = 21 м (рис. 10, а) наблюдается экстремум, соответствующий наибольшей мощности междупластья, для которой может реализоваться процесс его полного разрушения. В случае /= 12 м (рис. 10, б, кривая 2) формально экстремум отсутствует, что связано с издержками расчетных вариантов, поскольку полное обрушение междупластья происходит только при его мощности к = 2 м.

Кроме того, на рис. 10 представлены результаты расчетов максимальной степени нагружения МКЦ без учета разрушения краевых частей целиков (кривая Т). Как видно, учет разрушения стенок камеры и пород междупластья оказывает существенное влияние на оценки изменения степени нагружения целиков и позволяет более адекватно отразить реальный характер разрушения несущих элементов камерной системы разработки.

Результаты выполненных численных исследований изменения степени нагружения неодныородных целиков позволяют сформулировать второе защищаемое положение:

Для структурно-неоднородных соляных между камерных голиков установлено количественное влияние комплекса факторов, определяющих изменение их несущей способности. К основным га них относятся: мощность, влажность и про-

Рис. 10. Зависимость максимальной степени нагружения МКЦ (а - / = 27 м; б -1 = 12 м) от исходной мощности междупластья (1 - без учета разрушения краевых частей целика; 2-е учетом)

странственное положение глинистых прослоев, отношение ширины целика к его высоте, мощность междупластья, технологические схемы очистной выемки.

Соляные породы относятся к геоматериалам, которые под нагрузкой проявляют выраженные реологические свойства. Натурные наблюдения показывают, что деформирование междукамерных целиков во времени реализуется в основном в режиме ползучести с постепенной потерей их несущей способности. Причем снижение прочностных и деформационных свойств соляных пород во времени играет доминирующую роль в проявлении реологических процессов. Это позволяет использовать в расчетах для анализа влияния временного фактора на степень на-гружения целиков процедуру переменных модулей деформации, а математическое описание изменения прочностных характеристик выполнять в соответствии с кривой длительной прочности.

Построение кривых длительной прочности, как правило, проводится по результатам лабораторных испытаний на ползучесть при различных уровнях нагру-жения. Полученное согласно этим результатам среднее значение предела длительной прочности сгт =0.35асж в целом не противоречит фактическим данным. Однако временной масштаб построения кривой длительной прочности (продолжительность лабораторных испытаний исчисляется сутками) не соответствует реальным процессам, которые протекают годами и десятилетиями. Несоответствие временного масштаба результатов лабораторных исследований действительному изменению состояния горнотехнических объектов не позволяет в полной мере использовать эту кривую в качестве адекватного параметрического обеспечения математического моделирования геомеханических процессов во времени.

В связи с этим предложен новый подход к построению кривой £_ _ _ _ П,*

длительной прочности (несущей способности) междукамерных целиков, основанный на анализе графиков нарастания оседаний земной поверхности.

Для условий ВКМС нарастание оседаний может быть описано «сигмоидальной» кривой. Характерный вид нарастания оседаний, построенный по фактическим данным маркшейдерских наблюдений, представлен на рис. 11. Его анализ

Фактические оссдания земной поверхности

_Прогнозные оссдания

земной поверхности

гг

0 10 20 30 40 50 Рис. 11. График нарастания оседаний земной поверхности

позволяет выделить три основных этапа развития сдвижения земной поверхности, непосредственно связанных с деформированием и разрушением междукамерных целиков. Первый этап (область I) - относительно медленное увеличение во времени вертикальных смещений; второй (область II) - активизация сдвижения и значительный рост скоростей оседания; третий (область III) - стабилизация и затухание процесса, выражающееся в снижении скоростей оседаний и их «выходе» на асимптотические значения, которые соответствуют конечным оседаниям г)ок = 0.9/ию

(ю - коэффициент извлечения руды с пласта). Первый этап развития процесса сдвижения может ассоциироваться с допредельной стадией деформирования целиков. В зависимости от степени нагружения между камерных целиков его продолжительность колеблется от нескольких месяцев до нескольких десятилетий. Второй этап идентифицирует достижение предела несущей способности междукамерных целиков, а третий - их деформирование в запредельном режиме с постепенным переходом на стадию остаточной прочности. В этом случае переход от второго этапа к третьему будет определять время разрушения междукамерных целиков (tr).

Расчетная степень нагружения междукамерных целиков С определяет отношение действующей средней нагрузки Р к их несущей способности Q: C=P/Q. В соответствии с действующими нормативными документами этот показатель является постоянным на протяжешш всего срока службы целиков. Однако, как показывает практика, это не соответствует действительности. С течением времени при постоянном действии гравитационных сил несущая способность целиков снижается не только вследствие обрушения кровли, но и в результате проявления реологических свойств:

C(t)=P!Q(t) (П)

При этом в (11) Q(t) является аналогом длительной прочности, а аргумент t определяет время сохранения устойчивого состояния целиков и соответствующую ему степень их нагружения.

Представим <2(0в Ш1Де соотношения 0(t) = k(t)O0, где k(t) терминологически является коэффициентом длительной прочности; Q0 - мгновенная несущая способность. Исходя из этих соображений, легко получить:

т = = ^ (12) 0о С(/)

Здесь c(t) определяет относительное увеличение начальной степени нагружения в процессе разрушения конструктивных элементов камерной системы разработки. Вместе с тем при конкретном t =tr в выражении (12) C(tr) = 1. Тогда при вариации времени разрушения C0(/r) = c(ir) = kit) будет аналогом коэффициента длительной прочности.

Построение коэффициента длительной прочности по данным наблюдений за сдвижением земной поверхности связано с рядом объективных трудностей. Во-первых, как правило, на месторождении отрабатываются несколько рабочих пластов и достаточно сложно определить вклад каждого из них в общий характер нарастания оседаний. Во-вторых, наряду с собственно реологическими процессами в подработанном массиве также реализуется разрушение кровли, технологического междупластья и других элементов камерной системы, которые оказывают влияние на несущую способность целиков. В этой связи для построения кривой длительной прочности целесообразно использовать прогнозные графики нарастания оседаний земной поверхности. Несмотря на определенные сложности (отсутствие четких границ перехода от одной стадии процесса сдвижения к другой), их анализ

1

0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 О

ш

\

^ А

\

N.

Я ■V.

-

о

20

60

40

[г лет

Рис. 12. Коэффициент длительной прочности целиков, построенный по прогнозным графикам нарастания оседаний

80

позволяет выделить точку перегиба и построить графики коэффициента длительной прочности в реальном масштабе времени (рис. 12).

Анализ изменения степени нагружения междукамерных целиков во времени базировался на математическом моделировании НДС двух-пластового камерного блока (рис. 9), критериальной оценке разрушения технологического междупластья и краевых частей целиков в соответствии с изложенной выше методикой. При этом в расчетах учитывалась кривая длительной прочности, построенная на основе прогнозных графиков нарастания оседаний земной поверхности (рис. 12).

Рассматривалось четыре варианта камерной системы разработки с исходной расчетной степенью нагружения междукамерных целиков на пласте КрП: 0.4; 0.5; 0.6; 0.7. На верхнем отрабатываемом пласте АБ степень нагружения оставалась постоянной и составляла примерно 0.2. Мощность технологического междупластья И при математическом моделировании принималась равной 8 м.

Геомеханические расчеты представляли собой серии численных экспериментов в виде временной пошаговой процедуры. На каждом шаге решалась задача определения временного отрезка, в течение которого степень нагружения целика С вследствие разрушения несущих элементов камерной системы разработки и снижения прочностных свойств увеличивалась примерно на 0.1. Вычисления продолжались до полной потери несущей способности междукамерного целика (С = 1).

Результаты расчета изменения степени нагружения междукамерного целика пласта КрИ во времени в процессе разрушения

его краевых частей и технологического междупластья для варианта С = 0.4 приве-

Зона разрушения--Контур очистной камеры

Рис. 13. Изменение степени нагружения целиков во времени при начальной степени их нагружения

С„=0.4

дены на рис. 13. Как видно (рис. 13, а), увеличение степени нагружения с 0.4 до 0.52 реализуется в течение времени =12 лет. За этот период ширина целика уменьшается на 1 м, а его высота увеличивается на 0.5 м. Измененные параметры несущих элементов камерной системы отработки пласта КрН составляют основу следующего этапа математического моделирования (рис. 13,5). Время изменения степени нагружения целика с 0.52 до 0.63 составляет = 7 лет (рис. 13, б), а с 0.63 до 0.72 - <3 =3 года (рис. 13, в). С этого момента полная потеря его несущей способности (СКрП = 1.0) оценивается в 1 год (рис. 13, г). Таким образом, общее время

разрушения междукамерных целиков на пласте КрП с начальной степенью нагружения С0 = 0.4 при принятых в расчетной схеме горно-геологических условиях составляет 23 года. Аналогичная процедура математического моделирования выполнялась и для остальных принятых начальных степеней нагружения целиков на пласте КрН. Согласно полученным оценкам, при С0 =0.5 время потери устойчивости целиков составляет 15 лет, при С0 =0.6 - 8.5 лет и при С0 =0.7 - 1.5 года (рис. 14).

На пласте АБ конструктивные элементы камерной системы разработки не подвергаются существенному разрушению и степень их нагружения остается в пределах СДБ = 0.2 (рис. 13).

Построенные в координатах «С0- 1Г» (кривая 1, рис. 15) результаты математического моделирования, согласно (11), (12), являются аналогом графика коэффициента длительной прочности. Верификация полученных расчетных оценок базируется на фактической информации о развитии сдвижения во времени, которая отражает весь комплекс геомеханических процессов, сопровождающих деформирование между камерных целиков: разрушение краевых частей, обрушение кровли, эффекты ползучести. Анализ фактических данных проводился в соответствии со схемой, представленной на рис. 11.

Кривые нарастания оседаний земной поверхности группировались по значениям исходной расчетной степени нагружения целишв на пласте КрИ (С0 = 0.2-0.3; 0.3-0.4; 0.4-0.5; 0.5-0.6; 0.6-0.7). По результатам их статистической обработки для каждого заданного интервала степени нагружения установлено время разрушения междукамерных целиков.

10 15

t, .ICI'

Рис. 14. Изменение степени нагружения целиков во времени

1

0.8 0.6 0.4 0.2 О

% À

Ч

¡4

?

-

10

20

30

ír, лет

Рис. 15. Зависимость времени разрушения МКЦ от исходной расчетной степени нагружения: 1 — результаты математического моделирования; 2 - фактические данные

Данные оцени!, также представленные в координатах «С0 - /г», иллюстрируются в виде кривой 2 на рис. 15.

Несмотря на различие горно-геологических условий, для которых получены кривые нарастания оседаний, в том числе и от обобщенной расчетной схемы, между результатами математического моделирования и средними фактическими данными наблюдается вполне приемлемое соответствие. Это указывает на принципиальную возможность использования предложенного подхода для оценки изменения степени нагружения междукамерных целиков во времени.

На основе проведенных исследований сформулировано третье защищаемое положение:

Разработана методика геомеханического анализа изменения степени нагружения междукамерных целиков во времени, базирующаяся на математическом описании взаимосвязанных процессов разрушения конструктивных элементов камерной системы разработки, критериях обрушения пород кровли и натурных оценках кривой длительной прочности.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В диссертационной работе выполнен геомеханический анализ изменения степени нагружения междукамерных целиков во времени с учетом взаимосвязанных процессов разрушения горных пород в условиях слоисто-неоднородного строения породного массива, что представляет собой актуальную научную задачу, имеющую большое значение для теории и практики освоения георесурсов и обеспечения безопасности ведения горных работ.

Основные научные и практические результаты работы заключаются в следующем:

1. Лабораторные исследования прочностных и деформационных свойств слагающих пород Новомосковского месторождения гипса показали, что увеличение влажности мергеля с 3.7 % до 15.5 % обуславливает снижение предела прочности на сжатие и растяжение практически в 10 раз, деформационных показателей - более чем в 20 раз.

2. На основе физического моделирования несущей способности междукамерных целиков установлено, что увеличение влажности и мощности пластичного прослоя (мергеля, глины) в составном образце приводит к снижению прочности всей модели.

3. С использованием аппарата механики сплошных сред выполнено математическое описание деформирования и разрушения физических моделей слоистых целиков, которое позволило скорректировать параметрическое обеспечение геомеханических расчетов и выполнить калибровку математической модели.

4. На основе многовариантного математического моделирования установлено, что вне зависимости от пространственного положения ослабленного слоя увеличение его мощности и влажности обуславливает снижение несущей способности междукамерных целиков.

5. Для реальных горно-геологических объектов сформулированы рекомендации по учету влияния слоисто-неоднородного строения целиков на их устойчивость. Для условий ВКМС построены расчетные формулы увеличения степени на-

гружешш междукамерпых целиков в зависимости от коэффициента формы, относительной суммарной мощности и влажности трех нижних глинистых прослоев.

6. Разработана методика оценки изменения степени нагружения междукамерных целиков, основанная на математическом моделировании напряженно-деформированного состояния двухпластового камерного блока с учетом взаимосвязанных процессов разрушения конструктивных элементов камерной системы разработки.

7. На основе многовариантного математического моделирования установлено, что уменьшение мощности технологического междупластья АБ-KpII обуславливает увеличение степени нагружения не только на пласте КрИ, но и на пласте АБ вследствие выраженной тенденции к формированию объединенного целика.

8. Предложена процедура построения кривой длительной прочности соляных пород, основанная на анализе прогнозных графиков нарастания оседаний земной поверхности. Построен аналог кривой длительной прочности междукамерных целиков, временной масштаб которого соответствует реальным геомеханическим процессам.

9. Разработана методика оценки увеличения степени нагружения междукамерных целиков во времени, учитывающая длительную прочность пород и взаимосвязанный процесс частичного обрушения технологического междупластья и разрушения краевых частей целиков.

10. Выполнена верификация результатов численных расчетов с оценками, полученными из анализа развития процесса сдвижения по фактическим графикам нарастания оседаний. Получено приемлемое соответствие результатов математического моделирования натурным данным.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

Публикации в изданиях, утвержденных Высшей аттестационной комиссией при Министерстве образования и науки Российской Федерации:

1. Барях A.A. Оценка изменения несущей способности междукамерных целиков в условиях повышенной глинизации пород / A.A. Барях, И.С. Ломают // Горн, информ.-аналит. бюл. - 2011. - № 4. - С. 7-11.

2. Барях A.A. Анализ изменения несущей способности междукамерных целиков при разрушении технологического междупластья / A.A. Барях, С.Ю. Лобанов, А.Ю. Шумихина, И.С. Ломакин // Горн, информ.-аналит. бюл. -2013.-№ 1.-С. 27-33.

3. Лобанов С.Ю. Оценка устойчивости несущих элементов камерной системы разработки / С.Ю. Лобанов, А.Ю. Шумихина, И.С. Ломакин, В.Н. Токсаров, A.B. Евсеев // Горный журнал. - 2013. - № 6. - С. 45-49.

4. Барях A.A. Анализ изменения степени нагружения междукамерных целиков во времени на Верхнекамском месторождении солей / A.A. Барях, С.Ю. Лобанов, И.С. Ломакин // Физико-технические проблемы разработки полезных ископаемых. - 2015. - № 4. - С. 70-82.

Публикации в научных сборниках, журналах и материалах конференций:

1. Ломакин И.С. Математическое моделирование влияния прослоя мергеля на несущую способность междукамерных целиков / И.С. Ломакин, А.К. Федосеев

// Стратегия и процессы освоения георесурсов: материалы ежегод. науч. сес. ГИ УрО РАН по результатам НИР в 2006 г. - Пермь, 2007. - С. 105-107.

2. Ломакин И. С. Анализ факторов, определяющих влияние глинистых прослоев на степень нагружения междукамерных целиков // Горное эхо. - 2010. - № 4 (38).-С. 42-46.

3. Ломакин И. С. Оценка влияния глинистых прослоев на степень нагружения междукамерных целиков // Стратегия и процессы освоения георесурсов: материалы ежегод. науч. сес. ГИ УрО РАН по результатам НИР в 2009 г. - Пермь, 2010. - С. 94-96.

4. Ломакин И. С. Влияние подстилающего слоя мергеля на несущую способность междукамерных целиков / И. С. Ломакин, A.B. Евсеев // Геология в развивающемся мире: в 2 т.: материалы I Всерос. конф. студентов, аспирантов и молодых ученых / Отв. ред. С.М. Блинов; ПТУ [и др.]. - Пермь, 2010. - Т. 2. - С. 161163.

5. Ломакин И.С. Оценка влияния подстилающего слоя мергеля на степень нагружения междукамерных целиков // Геология и полезные ископаемые Западного Урала: материалы регион, науч.-практ. конф. / ПГУ [и др.]. - Пермь, 2010. -С. 311-314.

6. Ломакин И.С. Экспериментальное и численное исследование влияния подстилающего слоя мергеля на несущую способность междукамерных целиков / И. С. Ломакин, A.B. Евсеев // Изв. ТулГУ. Науки и Земле. - 2010. - Вып. 2. -С. 104-109.

7. Ломакин И.С. Исследование влияния структурных факторов на несущую способность междукамерных целиков // Стратегия и процессы освоения георесурсов: сб. науч. тр. Вып. 9. /ГИ УрО РАН. -Пермь, 2011. - С. 104-108.

8. Ломакин И.С. Исследование влияния влажности глинистого прослоя на несущую способность междукамерных целиков // Стратегия и процессы освоения георесурсов: сб. науч. тр. Вып. 11 / ГИ УрО РАН. - Пермь, 2013. - С. 80-82.

9. Ломакин И.С. Оценка длительной несущей способности междукамерных целиков // Стратегия и процессы освоения георесурсов: сб. науч. тр. Вып. 12 / ГИ УрО РАН. - Пермь, 2014. - С. 88-91.

Сдано в печать 5 октября 2015 г. Формат 60x84/16. Тираж 100 экз.

Отпечатано сектором НТИ ГИ УрО РАН 614007, г. Пермь, ул. Сибирская, 78а