Главная Статьи Геомеханика О выборе метода исследования геомеханического состояния прибортового массива, подработанного подземными горными выработками

О выборе метода исследования геомеханического состояния прибортового массива, подработанного подземными горными выработками

Несмеянова Ю.Б.
Печать
О выборе метода исследования геомеханического состояния прибортового массива, подработанного подземными горными выработками

Метод исследования геомеханического состояния прибортового массива, подработанного подземными горными выработками, должен удовлетворять следующим требованиям:

охватывать в рассмотрении значительную часть горного массива, включающую борт, часть дна карьера, подземные пустоты и расположенные в них поддерживающие целики;

обеспечивать оперативность получения результатов исследования;

позволять прогнозировать геомеханическое состояние массива в изменившихся вследствие выполнения горных работ геотехнических условиях.

On selection of the method for the analysis of geomechanical condition of the flank-side mass affected by the underground mining

The author proposes the calculation methods and formulas for exploring the geomechanical condition of the flank-side mass of a mine affected by the underground mining. Among these methods the most advisable is the theoretical one. It has been found that from the research reliability point of view the most acceptable is the linearly elastic model of the massif.

Перечисленным требованиям наиболее полно удовлетворяет комплексный метод теоретического исследования, базирующийся на надежных результатах экспериментального изучения физико-механических свойств пород, слагающих прибортовую зону карьера.

Теоретический подход к задаче исследования предполагает наличие определенной геомеханической модели породного массива. Для различных типов пород, находящихся в различных условиях нагружения, в настоящее время известно большое число моделей, наиболее известными из которых являются следующие: упругая модель Гука (рис.1а), вязкоуп-ругие модели Кельвина-Фойгта (рис.1б), Гогенемзера-Прагера (рис.1в), Пойнтинга-Томпсона (рис.1г), жесткопластическая модель (рис.1д), упругопластическая модель (рис.1е), вязкоупругопластические модели Шведова-Бингама (рис.1ж) и схема с последовательным соединением элементов (рис.1з), упругопластическая неоднородная модель, учитывающая частичное разрушение породы; раздельно-блочная модель, в которой породный массив представляется сложенным из отдельных структурных блоков.

Следует отметить, что все модели, схемы которых представлены на рис.1б-1з, характеризуются наличием вязкого или жесткопластического элементов.

Экспериментальные исследования механических свойств скальных пород, выполненные А.Н. Ставрогиным [1], показывают, что пластическое состояние пород наступает при напряжениях в них, измеряемых десятками и сотнями МПа. Такие напряжения характерны для больших глубин залегания пород (600 и более метров), поэтому при расчетах устойчивости бортов карьеров глубиной до 200-300 метров учитывать возможность перехода пород в пластическое состояние нецелесообразно.

Основные модели идеальных сред Рис. 2.
Основные модели идеальных сред: а – схема упругой модели Гука; б – схема вязкоупругой модели Кельвина-Фойгта; в – схема вязкоупругой модели Гогенемзера-Прагера; г – схема вязкоупругой модели Пойнтинга-Томпсона; д – схема жесткопластической модели; е – схема упругопластической модели; ж –схема вязкоупругопластической модели Шведова-Бингама; з – схема вязкоупругопластической модели с последовательным соединением элементов.

Для моделей с жесткопластическим элементом (рис.1д-1з) исходными данными для расчетов являются сцепление (С, МПа) и угол внутреннего трения пород (ρ, градус). Для скальных трещиноватых пород относительно механизма формирования значений этих показателей и о самих значениях в настоящее время существуют весьма противоречивые суждения. Это связано с тем, что механические свойства пород, определенные в образце, существенно отличаются от таковых в массиве. Поэтому для переноса результатов лабораторных испытаний образцов на натурные условия обычно используют переходные коэффициенты, так называемые коэффициенты структурного ослабления, численные значения которых, в зависимости от характера нарушенности породного массива, определяются по различным методам, методикам, формулам и зависимостям. Однако, анализ наиболее известных методов, методик и зависимостей, приведенный в работе [2], показывает, что в некоторых конкретных случаях результаты расчетов по различным методам отличаются друг от друга более чем на 300%. Поэтому совершенно справедливым представляется сделанный в той же работе [2] вывод о том, что надежную оценку прочности структурно-нарушенных массивов, а в нашем случае получение надежных исходных данных для расчетов, можно осуществить, только зная «истинные» значения прочности по поверхностям ослабления (контакты пород, наслоения, трещины и т.д.), разбивающим эти массивы.

Для определения значений сцепления C1 и угла внутреннего трения φ´ в породах с раскрытой трещиной Н. Бартоном и В. Чубеем [3] предложены следующие зависимости:

(1)

(2)

где σ - действующее нормальное напряжение, МПа; σсж – предел прочности при одноосном сжатии пород в образце, МПа; К - коэффициент, характеризующий шероховатость контакта и численно равный среднему углу наклона шероховатостей; С и С1 - соответственно значения сцепления пород в образце и в массиве, МПа; φ и φ´ - соответственно значения угла внутреннего трения пород в образце и в массиве, градус.

Сотрудниками лаборатории горной геомеханики института «Гипроцветмет» [4] для определения этих же показателей предложены иные зависимости, а именно:

(3)

(4)

где А – амплитуда волнистости трещины, м; ω – круговая частота волнистости, м-1; ν – коэффициент Пуассона; Е – модуль Юнга породы, МПа; ψ – угол смещения берегов трещины, с; С – сцепление, обусловленное микрошероховатостью трещины, МПа; π = 3,14.

Описанная ситуация обуславливает определенный произвол в выборе надежных значений прочностных характеристик (сцепление, С1 и угол внутреннего трения, φ´ пород в массиве. Положение усугубляется еще и тем, что, как правило, реальный горный массив сложен различными породами, расчлененными различными системами трещин. Так, например, в районе Центрального рудного поля Жезказганского месторождения выделяется 4 основных типа пород, разбитых 5 главенствующими системами трещин. Очевидно, что в данном конкретном случае детальное изучение параметров шероховатости контактов трещин не представляется возможным.

Как уже отмечалось выше, для бортов карьеров высотой 200-300 м максимальные напряжения в прибортовой зоне обычно не превышают 5-8 МПа. В этом диапазоне напряжений для большинства скальных и полускальных пород характерна линейная зависимость относительной деформации от действующего напряжения. Этот факт позволяет рассматривать геомеханическое состояние горного массива в прибортовой зоне в рамках линейной теории упругости, основными исходными данными в которой являются плотность – γ, коэффициент Пуассона – ν и модуль Юнга – E породы.

Определение плотности пород, как правило, не вызывает затруднений. Коэффициент Пуассона легко может быть определен для образцов с различной ориентацией закрытых трещин на установке, разработанной в лаборатории горной геомеханики института «Гипроцветмет» [4]. Для определения модуля Юнга в натурных условиях существует целый ряд приборов и устройств, таких как передвижной штамп конструкции Ленгидропроекта, давильная установка конструкции ВНИМИ, прессиометры различных конструкций. Определение модуля Юнга в лабораторных условиях также не представляет трудностей.

С учетом изложенного выше и результатов исследований К.В. Руппенейта, приведенных в работе [5], значения модуля Юнга Е1, коэффициента Пуассона ν´ и модуля сдвига G для породных массивов с различными характеристиками трещиноватости могут быть определены из следующих выражений:

1. Длина трещины больше размера исследуемой области. Число различно ориентированных систем трещин – от одной до трех.

(5)

(6)

(7)

где E1 – значение модуля Юнга в породном массиве в направлении, перпендикулярном оси Х, МПа; Е – значение модуля Юнга в образце, МПа; Θi – угол между направлением трещины i-ой системы и осью Х, градус; η – число систем трещин, шт;

 

δi – ширина раскрытия i-ой трещины, м; βi = 3 х 10-4 – среднестатистическая относительная площадь скальных контактов [5]; hi - среднее расстояние между двумя трещинами i-ой системы, м; ν||,⊥2 – значение коэффициента Пуассона в породном массиве в направлении, параллельном и перпендикулярном оси Х; G||,⊥2 - значение модуля сдвига в направлении перпендикулярном оси Х, МПа.

(8)

(9)

где E||1 – значение модуля Юнга в породном массиве в направлении, параллельном оси Х, МПа;G||1 – значение модуля сдвига в направлении параллельном оси Х, МПа.

2. Хаотичное расположение трещин. Мощность образуемых расслоений примерно одинакова. Массив рассматривается как квазиизотропный.

Модуль Юнга Е1 определяется по формуле (5) или по упрощенной формуле (3).

(10)

3.Породный массив, эквивалентный сыпучей среде.

(11)

где К – коэффициент пустотности (отношение объема трещин к объему породы).

4. Система выклинивающихся трещин. Длина трещин меньше размеров исследуемой области L.

(12)

5. Трещины с заполнителем.

(13)

(14)

где

Е1 и ν1 – соответственно значения модуля Юнга и коэффициента Пуассона материала заполнителя трещин, МПа.

Таким образом, по формулам (5-14) можно рассчитать значения исходных данных практически для всех имеющих место производственных ситуаций.

Выводы

- для исследования геомеханического состояния прибортового массива карьера, подработанного подземными горными выработками, наиболее целесообразным является теоретический метод;

- наиболее приемлемой с точки зрения достоверности результатов исследований является линейно упругая модель горного массива.

 

Ю.Б. Несмеянова,
аспирант МГГУ

 

Литература

  1. Ставрогин А.Н., Протосеня А.Г. Пластичность горных пород. М., «Недра», 1979, 301 с.
  2. Попов В.Н., Несмеянов Б.В., Х. Бадамсурэн К вопросу оценки прочности структурно-нарушенных массивов. «Маркшейдерия и недропользование», 2002, № 4, с.23-26.
  3. Barton N. Choubey V. The shear stanch of rock Joints in theory and practice. Rock Mechanics, 1977, Vol. 10. p.p.1-54.
  4. Несмеянов Б.В., Городничев Г.Н., Королев И.О., Чачкис А.Б. Определение прочностных свойств слоистых и трещиноватых пород для оценки устойчивости горных выработок. М., ЦНИИцветмет экономики информации, 1990, 44 с.
  5. Руппенейт К.В. Деформируемость массивов трещиноватых горных пород. М, «Недра»,1975, 232 с.

 


 
Дорогие читатели! Вы можете прокомментировать данный материал. Интересные идеи, непредвзятые точки зрения и конструктивные замечания - приветствуются.

Вышел новый номер

Увидел свет новый номер журнала «Маркшейдерия и Недропользование»
№ 6 (92), ноябрь-декабрь 2017 г.

Подписка - 2018

Уважаемые коллеги! Началась подписка на журнал «Маркшейдерия и Недропользование» на 2018 год.
Как подписаться
Информация

Календарь выставок и форумов

Нет информации о выставках на ближайшие 30 дней

Выставки и форумы одной строкой

Дата проведения: 17.10.2017 - 19.10.2017. 10-я специализированная выставка «Горное дело: Технол... далее
Дата проведения: 12.09.2017 - 15.09.2017. 13-я Международная выставка и конференция по о... далее
Дата проведения: 23.05.2017 - 24.05.2017. XIV Всероссийский Конгресс «Государственн... далее

Котировки

Курсы Валют  Дата ЦБ РФ
USD
12.12.17 59,2348
EUR
12.12.17 69,8023
100 KZT
12.12.17 17,6725
10 CNY
12.12.17 89,5191
LME - Лондонская биржа цветных металлов цены ($/тн):
 

Подписка на новости

Подпишитесь на новости. Введите Ваш e-mail

Подписка на RSS канал

Нашли ошибку в тексте? Выделите ее и нажмите Ctrl + Enter