автореферат диссертации по разработке полезных ископаемых, 05.15.11, диссертация на тему:Вклад в геомеханику, выбросы, газовый и пылевой контроль и оптимизация горного планирования подземных угольных шахт

РОССИЙСКАЯ АКАДЕМИЯ НАУК СИБИРСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ ИНСТИТУТ УГЛЯ

на правах рукописи

доктор философии в горном деле (Польша) ЛАМА Рипу Даиан

pro од

УДК 622.268: 622.831: 622.232.063

ВКЛАД В ГЕОМЕХАНИКУ, ВЫБРОСЫ, ГАЗОВЫЙ И ПЫЛЕВОЙ КОНТРОЛЬ И ОПТИМИЗАЦИЯ ГОРНОГО

ПЛАНИРОВАНИЯ ПОДЗЕМНЫХ УГОЛЬНЫХ ШАХТ

(перевод с английского)

CONTRIBUTIONS IN GEOMECHANICS, OUTBURSTS, GAS AND DUST CONTROL AND

OPTIMISATION IN MINE DESIGN IN UNDERGROUND COAL MINING

Специальности: 05.15.11 - "Физические процессы

горного производства" и 05.15.02 - "Подземная разработка месторождений полезных ископаемых"

Дисс ертация на соискание ученой степени л о к т о р а технических наук в виде научного доклада

Кемерово 1994

Работа выполнена в Польской горно-металлургической академии '(Краков), Банарасском университете (Индия), Институте твердого тела и горной механики (Германия), Отделении прикладной геомеханики GSIRO (Австралия) и компании Kembla Coal and Coke Pty. Limited (Австралия).

Официальные оппоненты: академик РАИН,

доктор технических наук, профессор

Егоров Петр Васильевич

доктор технических наук, профессор

Чернов Олег Игнатьевич

доктор технических наук, профессор

Харченко Виктор Алексеевич

Ведущая организация - Институт горного дела

им. А.А.Скочинского

Защита диссертации состоится 1 июня 1994 года в 10 час. на заседании специализированного совета Д 003.57.01 при Институте угля Сибирского отделения РАН по адресу:

650610 г. Кемерово, ГСП, ул. Рукавишникова, 21.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Института.

Автореферат разослан " " мая 1994 г.

Ученый секретарь

специализированного совета, - ■ "Л*

У / .....

доктор технических наук ~ Б.В. Власенко

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ.............................................. 5

Глава 1. ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЕ ЗАМЕЧАНИЯ............................. 14

Глава 2. ТЕОРЕТИЧЕСКАЯ И ПРИКЛАДНАЯ

ГЕОМЕХАНИКА........................................... 18

2.1. Введение......................................... 18

2.2. Механическое поведение нетронутых и

разрушенных пород................................ 19

2.2.1. Индекс горных ударов...................... 2 2

2.2.2. Сопротивляемость разрушению соединенных пород..................................... 2 4

2.3. Времязависящее поведение соединенных трещиноватых пород............................... 2 9

2.3.1. Движение трещиноватых пород.............. 3 5

2.3.2. Феномен торможения-скольжения............. 39

2.3.3. Эффект заполнения в трещинах.............. 42

2.4. Прогноз обрушения горных пород................... 47

2.5. Планирование целиков под воздействием высоких

горизонтальных давлений и разрушение целиков..... 51

2.5.1. Мониторинг целиков в шахтных

условиях.................................. 56

2.6. Стабильность выработок и проектирование

анкерного крепления.............................. 59

2.6.1. Проектирование анкерного крепления........ 59

2.7. Быстрозагвердевающие закладочные материалы и стабильность широких выработок с

закачкой закладки................................ 64

2.8. Движение и оседание пород в узких и широких выработках....................................... 68

2.9. Другие публикации................................ 7 2

"лава 3. ВЫБРОСЫ УГЛЯ И ГАЗА И УПРАВЛЕНИЕ ВЫБРОСАМИ НА

ПОДЗЕМНЫХ УГОЛЬНЫХ ШАХТАХ 7 4

3.1. Введение......................................... 74

3.2. Оценка состава газа.............................. 75

3.3. Характеристики и предсказание выбросов газа

и угля на действующих шахтах..................... 80

3.3.1. Значение геомеханической среды для

выбросов..................................................................82

3.3.2. Методы предсказания выбросов..........................85

3.3.3. Предельные значения параметров для безопасных горных работ в угольном

пласте Bulli..........................................................95

3.4. Дренаж газа из пласта.......................'.... 96

3.5. Остаточный дренаж газа....................................................98

3.6. Явление выделения смеси различных газов..................102

Глава 4. КОНТРОЛЬ ПЫЛИ ПРИ ОТРАБОТКЕ ЛАВАМИ ОБРАТНЫМ ХОДОМ.... 106

4.1. Введение................................................................................106

4.2. Основная концепция............................................................106

4.3. Распределение пыли в завимости от движнения воздуха..................................................................................107

4.4. Использование поликристаллических

алмазных (ПДС) резцов......................................................109

4.4.1. Наблюдения по отказу резцов и расходу

резцов ПДС..............................................................112

4.5. Использование воздушных заслонок в очистном

забое для контроля пыли..................................................114

4.6. Применение водного нагнетания для

контроля пыли......................................................................116

4.7. Математическое моделирование цикличного

скруббера в очистном забое............................................120

Глава 5. ОПТИМИЗАЦИЯ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ..................................................124

5.1. Введение................................................................................124

5.2. Основные понятия................................................................124

5.2.1. Оптимизация проектирования размера 128 целиков....................................................................128

5.2.2. Оптимизация длины лавы......................................129

5.2.3. Заключение..............................................................143

РЕЗЮМЕ НАУЧНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ......................................................................146

ЗАКЛЮЧЕНИЕ........................................................................................................152

СПИСОК ОПУБЛИКОВАННЫХ СТАТЕЙ, МОНОГРАФИЙ И ОТЧЕТОВ........................155

ВВЕДЕНИЕ

В диссертации, представленной в виде научного доклада, обобщены опубликованные автором в 1964-1993 гг. работы по результатам исследований, проведенных им в Польской горно-металлургической академии (Краков), Банарасском университете (Индия), Институте твердого тела и горной механики (Германия), Отделении прикладной геомеханики GSIRO (Австралия) и компании Kembla Coal and Coke Pty. Limited (Австралия).

Актуальность проблемы. Интеграция современных высокопроизводительных горных машин в новейшие технологии подземной выемки угля позволяет им успешно конкурировать с технологиями открытой разработки угольных месторождений. Технологией будущего угольных шахт является разработка пластов в выемочном поле обратным ходом по столбовой системе. В Австралии она уже сегодня обеспечивает производительность до 40000 тонн в сутки.

Работа длинных забоев с рекордными показателями суточной добычи возможна при обеспечении высоких скоростей погрузочно-транс-портных операций, минимальном числе выработок, эффективной системе вентиляции и применении скоростных транспортных систем для людей и угля. Существенные изменения параметров высокоинтенсивных технологий требуют уточнения сложившихся представлений о физико-механических свойствах и механике горных пород под разрушающей нагрузкой, прогнозирование выбросоопасносги пластов по газу и пыли в условиях высоких скоростей подвигания забоев, изменения количества, выработок.

Для обеспечения высокой эффективности технологий добычи угля важное значение имеет согласование технологических параметров 'с геомеханичскими условиями выемки, так как простои резко снижают производительность и ухудшают геомеханическую ситуацию в забое. Поэтому обоснование возможности и эффективности функционирования высокоинтенсивных технологий подземной выемки на основе комплексного учета и анализа совокупности геЪмеханических характеристик поведения горных пород является актуальной научней проблемой.

Диссертационная работа выполнена в соответствии с государственными задачами угольной индустрии Австралии, предусмотренными контрактами на проведение научных исследований с Федеральным пра-

вительством Австралии и угольными компаниями. Работа обобщает pi зультаты 82 научно-исследовательских тем, выполненных по заказ: различных организаций в области' горного дела.

Цель работы заключается в развитии представлений о механиче< ких свойствах горных пород и газодинаиичеких процессах для обоснс вания технологий высокоинтенсивной добычи угля в шахтах.

Идея работы состоит в обеспечении функционирования высокопрс изводительных технологий подземной выемки путем учета и использс вания геомеханических свойств массива и газодинамических проявле ний в технологических характеристиках шахтных процессов.

Задачи исследований:

- установить физические закономерности упругих и пластичнь деформаций, возникающих при нагрузке в образцах горной породы дл прогнозирования поведения горного массива в условиях применен« высокоинтенсивных технологий ведения горных работ;

- изучить влияние геомеханических свойств массива и техничес ких параметров оборудования на устойчивость широких выработок пр использовании литой твердеющей закладки;

- провести анализ методов оценки состава газа угольных плас тов, и на этой основе, установить влияние соотношения С02/СН (двуокись углерода/метан) на особенности процессов сорбции/десорб ции газа;

.- обосновать влияние физических и геомеханических факторов н дифференцированную оценку критериев выбросоопасности угольны пластов;

- разработать комплексный метод прогноза выбросов и опреде лить безопасные параметры газового состояния пластов с учетом эф фективности их газоотдачи (дренажа);

- обосновать концепцию контроля и средств управления пылевы режимом при отработке высоконагружекных лав обратным ходом;

- установить технологические параметры систем подготовк: очистного фронта с оставлением целиков, обеспечивающих высокоин тенсивкую отработку панели обратным ходом;

- обосновать экономический критерий оптимизации высоконагру женной лавы, разработать и исследовать экономико-математическу!

модель ее оптимальной длины с учетом параметров выемочного поля (панели) при вариации производительности и основных горно-технологических факторов.

Нетопы исследований. В работе использован комплекс методов, включающий:

- лабораторные исследования упругих и пластических свойств образцов горной породы с использованием микросейсмической аппаратуры и измерительных систем частотного анализа;

- лабораторные и полевые исследования физико-механических, сорбционно-диффузионных и коллекторских свойств углей с учетом их тектонической нарушенности для оценки закономерностей газовыделения двуокиси углерода и метана;

- шахтные замеры давления газа и геофизические методы для изучения структуры и зональной неоднородности газового состояния выб-росоопасных пластов;

- методы математической статистики и моделирования для количественной интерпретации лабораторных и полевых исследований;

- гравиметрический метод и аппаратурные измерения распределения в воздушном потоке вдоль забоя, количественный анализ и обоснование эффективности технических решений пылеподавления в очистном забое;

- экономико-математическое моделирование и оптимизация проектируемых параметров высоконагруженной лавы.

Научные положения. защищаемые в диссертации:

- при увеличении нагрузки в спектре микросейсмических импульсов, генерируемых образцом горной породы, помимо высоких появляются низкие частоты; собственная частота образца понижается, з следствии разъединения физических упругих связей;

- существенное влияние на деформацию в твердых породах на стадии предшествующей разрушению оказывает напряжение, после разрушения влияния этого фактора снижается: увеличение количества блоков в композитном образце снижает его деформацию под нагрузкой.

- уменьшение величины отношения высоты к ширине быстротвгрде-ючей закладки повышает ее прочность и коэффициент безопасности, изменение размеров широких выработок незначительно влияет на конвергенцию почвы и кровли;

- градиент давления в системе закачки быстротвердеющей зал ладки нелинейно зависит от диаметра напорного трубопровода и имее определяющее значение для обеспечения гомогенной структуры раствс ра;

- результаты известных методов оценки состава газа угольны пластов линейно коррелируют между собой, однако предпочтительны по точности является метод с отбором кернов;

- соотношение двуокиси углерода и метана (С02/СН4) оказывав существенное влияние на особенности процессов сорбции/десорбци газа и служит одним из факторов оценки выбросоопасности пласта;

- поведение газовой смеси СОг/СН4 в угле по данным адсорбци: и десорбции изменяется во времени; С0г - имеет при определенно; газовом давлении более высокую скорость сорбции/десорбции и лучшу| проницаемость по сравнению с метаном;

- пласты, подверженные выбросам имеют более низкие значени: предела прочности, поверхностной энергии разрушения, пористости, ; также адсорбцированного соотношения С02/СН4 при более высокой потенциальной адсорбции газа за счет большей поверхности пор и меньшего их диаметра, влияющих на индексы отношения адсорбции/десорбции;

- комплексная оценка факторов выбросоопасности, их дифференциация с учетом структуры угля, его зональной неоднородности и геологических аналогий позволяет определить предельные значения газового состояния пласта для обеспечения безопасности горных работ;

- эффективность газоотдачи (дренажа) нелинейно зависит от параметров дегазации: давления всаса, угла расположения скважин относительно кливажа, расстояния между скважинами, а также уровня недельной добычи угля;

- параметры распределения пыли в воздушном потоке вдоль забоя не стационарны, зависят от распределения диаметров частиц пыли, предельной скорости и расстояния переноса в сечении потока воздуха с заданной скоростью;

- снижение уровня пылеообразования и его локализация вне зоны работы людей достигается модификацией режущих органов, в частности за счет использования пояихристаялмческих алмазных резцов, а также применения воздушных заслонок, цикличных пылеуловителей (скрубберов) и нагнетания воды в пласт;

- существенное влияние на увеличение скорости подготовки

очистных панелей с использованием новейших анкероустановочных систем оказывают схемы расположения подготовительных выработок независимо от объема и плотности крепления;

- критерием оптимизации длины очистного забоя является минимальная стоимость угля, добытого из панели; при зтом оптимальная длина лавы увеличивается с ростом скорости операций резания и погрузки, с увеличением коэффициента готовности забоя, а также стоимости подготовительных работ; низкопроизводительные и высоконагру-женные лавы имеют свой диапазон оптимальной длины.

Научная новизна работы:

- установлены физические закономерности развития деформации образцов горной породы и изменения их частотного спектра под воздействием внешних сил;

- найдены количественные оценки влияния горно-технических факторов на устойчивость широких выработок и литой твердеющей закладки ;

- обоснован комплексный метод оценки состава газа и его физическое значение в механизме поведения газовой смеси при сорбции/десорбции.

- установлены количественные параметры влияющих факторов для критериальной оценки выбросоопасности пластов в широком диапазоне соотношений С02/СН4.

- определены предельные параметры газового состояния (насыщенность и давление газа), обеспечивающие безопасность горных работ в отношении вероятности выбросов С02'/СН4 ;

- полученные геотехнические регламентации предварительной и последующей дегазации (дренажа) газа для его использования попутно с добычей угля;

- установлены количественные характеристики распределения пыли вдоль забоя с учетом свойств частиц в воздушном потоке, параметров его сечения и технологического режима работ в лаве.

- получены закономерности снижения пылеобразования за счет изменения алмазных резцов (ПДС), нагнетания воды и оптимизации размещении скрубберов в лава;

- определены оптимальные размеры целиков и время анкерного крепления, обеспечивающие высокие скорости подготовки очистного фронта при вариации систем панельных выработок;

- получены количественные оценки влияния параметров очистног забоя на стоимость добычи угля, а также установлены закономерное! изменения длины лавы в зависимости от важнейших горно-технически и экономических факторов.

Достоверность результатов подтверждается:

- большим объемом многолетних исследований, представитель ностью фактографического материала по шахтам Австралии и угольнь месторождений других стран;

- сопоставлением, экспертной оценкой комплекса методик, пp^ меняемых в мировом сообществе, обеспечением необходимой и достс точной точности лабораторных и полевых результатов;

- широким применением уникальной аппаратуры комплексных измс рений и корректной математической обработкой их результатов с о; новременной интерпретацией на терминальных устройствах компьют« ров;

- наличием авторских патентов, крупномасштабным эксперимент! рованием и практическим использованием научно-технических разрабс ток на угольных предприятиях Австралии и ряда других стран.

Личный вклад автора заключается в системном представлении научном анализе комплекса проблем, прзволяющих дать теоретическс обоснование концептуальных направлений интенсивных технологий по; земной угледобычи, а именно в:

- формулировке важнейших теоретических задач и проведеш экспериментов, связанных с выявлением особенностей упругих и пластических изменений в композитных образцах с блочной структур! под воздействием нормальных напряжений;

- обобщение данных физико-механических свойств в виде чет] рехтомного справочника;

- в определении частотных изменений в спектре микросейсмиче ких импульсов, генерируемых образцом при изменении его прочности характеристик;

- в обосновании, разработке и внедрении Еысокопроизводител кой технологии фланговой выемки с частичной лигой твердеющей оа ладкой вырабитанного пространства.

- выявлении особенностей процессов сорбции/десорбции газов смеси, закономерностей газоотдачи (дренажа) и оценки предельн

параметров газового состояния пласта в отношении потенциальной выбросоопасности;

- установлении рациональных параметров дегазации пласта в зависимости от параметров скважин и производительности забоя;

- исследовании распределения в воздушном потоке вдоль забоя; оценке влияния аэродинамических параметров, а также методов управления средой на уровень пылеообразования;

- обосновании технических средств борьбы с пылью в длинных лавах, отрабатываемых обратным ходом;

- разработке математической модели подготовительно-нарезных работ для выбора оптимальных технологических параметров подготовки очистной панели;

- оптимизации длины лавы по критерию минимума стоимости добычи угля с учетом основных горно-технических факторов, вариации важнейших параметров технологии в границах выемочного блока (панели) ;

- разработке патентов и технических решений, используемых на угольных шахтах Австралии и рекомендаций по обеспечению конкурентоспособности подземной технологии угледобычи по сравнению с открытой .

Практическая ценность работы вытекает непосредственно из многолетней производственной деятельности автора в угольной промышленности Австралии и состоит в том, что полученные результаты исследований позволяют:

- прогнозировать поведение массива под воздействием горного давления в условиях применения высокоскоростных систем проходки и ведения очистных работ;

- обеспечить комплексную методику лабораторных и полевых исследований состава газа угольных пластов, их газодинамических характеристик и влияние на выбросоопасность;

- разработать методы прогноза выбросоопасности пластов в широком диапазоне соотношения С02/СН4, а также эффективные способы дренажа газа, его контроля и утилизации попутно с добычей угля;

- методически обеспечить контроль пьши и разработать эффективные средства (алмазные резцы, ПДС, воздушные заслонки, скруббера, водного нагнетания) снижения пылеобразовакия для длинных лав;

- обосновать проектные параметры высоконагруженных забоев в

широком диапазоне вариации природных и горно-технических факторе с оценкой их экономической эффективности;

- реализовать в производственных условиях перспективные те> нологии подземной угледобычи, конкурентоспособные по сравнению открытой разработкой.

Реализация работы. Основные научные результаты и практически рекомендации работы обобщены в 4-х томах "Справочника по механу ческим свойствам пород" (Германия), который широко применяете горными инженерами ФРГ, Японии, Индии, Австралии, Греции и другу стран. Результаты работы также используются на шахтах Австралу (компания Kembla Coak and Coal Pty. Limited) в виде:

- методик анализа свойств углей и содержания их газов в отде ле Прикладной Геомеханике GSIRO;

- рекомендаций и технологических схем дренажа и утилизаци газа на шахте West Kliff для энергетических целей (проект получи приз "За лучшее Инженерное Искусство");

- прогнозе выбросоопасности и определении предельных парамет ров газового состояния пласта BulIi (бассейн Boven, Южное побе режье Австралии);

- рекомендаций применения поликристаллических резцов (ПДС) их нормировки ресурса для снижения пылеобразования, оптимизаци расположения скрубберов, установки воздушных заслонок и увлажнен» массива для локализации и уменьшения пылевыделения (шахта Wes Cliff);

- рекомендаций выбора оптимальной длины лавы с учетом проект ных параметров выемочного блока (панели) применительно к высоко нагруженным забоям для технологии AFC, применительно в новой кои цепции шахт компании Kembla Coak and Coal Pty. Limited).

Апробация работы. Основные положения диссертации обсуждалис на Международном симпозиуме по разработке мощных угольных пластс (Индия, г. Дханбад, 1964), II Симпозиуме "Механизации в горном де ле" (Индия, г. Дханбад, 1976), III Международной конференции г инженерной геологии (Испания, г. Мадрид, 1978), Индийской конфг ренции геотехнического научного общества по инженерной геотехник (Индия, г. Ныо-Дели, 1978), коллоквиуме Felshmanik (Германия, г Карлсруе, Индийской конференции "Механика горных пород" (Индия, г

Банарас, 1982), IV Международной конференции по горной механике (Австралия, г. Мельбурн, 1983), XX Международнай конференции "Безопасность в шахтах" (Великобритания, г. Шеффилд, 1983), Конференции "Вычислительная техника и ее приложения" (Австралия, г. Мельбурн, 1985), XIII Конгрессе горных и металлургических институтов "Двадцать первое столетие: горное дело для человечества" (Сингапур, 1986), XX Международном симпозиуме по применению компьютеров и математики в горной индустрии" (ЮАР, Иоханесбург, 1987), Австралийском симпозиуме "Высокопроизводительные системы угольных шахт XXI века" (Австралия, Воллонгонг, 1988), Международной конференции по планированию и проектированию в угольных шахтах (США, Лексингтон, 1989), IV Международном симпозиуме по инновации горных технологий (Канада, Монреаль, 1989), XIV Всемирном горном конгрессе (Китай, Пекин, 1990), XIV Совете горных и металлургических институтов (Великобритания, Эдинбург, 1990), I Международной конференции по надежности, производительности и управлению в угольных шахтах (Австралия, г. Воллонгонг, 1991), V Международной конференции "Вентиляция шахт" (ЮАР, г. Иоханесбург, 1992), XV Всемирном горном конгрессе (Испания, г. Мадрид, 1992), II Международном симпозиуме по шахтной автоматизации и механизации (Швеция, г. Лулеа, 1993), Международной конференции по проектированию шахт (Канада, г. Онтарио, 1993).

Публикации. Содержание диссертации опубликовано в 121 работе, включая 5 монографий.

Глава 1 ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЕ ЗАМЕЧАНИЯ

Развитие подземной горной технологии происходит быстро и автором доказывается, что подземная выемка может конкурировать и превосходить современные технологии открытой разработки [87,94]. Разработка угольного пласта в выемочном поле обратным ходом пс столбовой системе - технология будущего для угольных шахт. Она может обеспечивать производительность до 40000 тонн в сутки [84].

Проектирование крупных шахт требует широкого системного подхода, при котором необходимо оптимизировать каждый элемент. Очевидно, что для работы длинных забоев на полную мощность, необходи* новый подход к проектированию (рис.1) [43,47-49]. Установлено, чтс

о

для высокопроизводительных шахт необходима площадь 40-60 км , высокая скорость погрузочно-разгрузочных операций, скоростные транспортные системы для людей и угля (30 км/час) [80,89,90], минимальное число выработок и эффективная система вентиляции. Новая концепция шахты была предложена (рис.2) одновременно с новыми концепциями обучения рабочих и систем управления [90]. Прогнозируется, что полная реализация выполненых разработок будет осущественг приблизительно через 10 лет [38,39,90,92]. В работе доказывается, что будущее подземной разработки зависит от решения следующю проблем [73,80]:

1. Разработка скоростных систем проходки выработок, обеспечивающих подготовку панели для выемки длинным забоем.

2. Эффективное управление состоянием выработок на основе проектирования податливых целиков таким образом, чтобы минимизироват! деформации в длинном забое.

3. Развитие систем контроля для эффективной выемки длинными забоями с обратным ходом.

4. Надежные системы контроля за окружающей средой, такие ка! контроль метана при подготовке длинного забоя и во время его работы.

£. Контроль пыли во время выемки, особенно при высокопроизводительной выемке длинными забоями и скоростной проходке выработок.

Из предыдущих исследовании? по проблемам следует отметить ра

Рис. 1. Оптимизация проекта шахты

?

Отработанный воздух

: 2 ! 51

; о :

' с I

Отработанный забой

%////////////////:■

^';'ртрабатываемыГ1| '¡У/,-длинный забой I

Подготовительные | выработки I

Подготовительные выработки

О

Подача воздуха Рис. 2. Схема блоков длинных забоев с основными вентиляционными штреками в породе

боты российских ученых A.A. Скочинского, Е.И. Шемякина, Л.А. Пуч-кова, А.С.Бурчакова, А.Т. Айруни, Кузнецова C.B., Ямщикова B.C., Егорова П.В., Харченко В.А, Чернова О.И., Ялевского В.Д..Старикова A.B., Н.М. Проскурякова, В.И.Мурашова, В.В. Ковалева, М.М. Про-тодьяконова, В.В. Ходата, Г.Д. Лидина, И.Л. Эттингера, Г.И. Грицко, В.Н. Вылегжанина, И.М. Пегухова.

В работе изложены результаты исследований в следующих областях:

1. Теоретическая и прикладная геомеханика.

2. Внезапные выбросы угля, газа и контроль газа в угольных шахтах.

3. Борьба с пылью при функционировании технологии добычи в длинных забоях.

4. Оптимизационное планирование угледобычи.

Эти исследования проводились при моем непосредственном участии, в связи с потребностями страны и угольной индустрии в которой я проработал 33 года. Большинство проведенных теоретических и экспериментальных исследований представлены в национальных и международных публикациях. Часть работы не опубликована в общедоступных изданиях из-за коммерческих соображений, т.к. была заказана и финансировалась компаниями, не пожелавшими публикаций деталей работы. Однако эта часть работы в той или иной форме опубликована в отчетах компаний и исследовательских отчетах.

Список публикаций представлен в двух частях:

1. Статьи и исследовательские отчеты, опубликованные в открытых изданиях, помечены в соответствующих местах как [....].

2. Отчеты, доступные только в организациях, финансировавших исследования, помечены [-....].

До представления результатов исследований отметим, что они существенно сжагы. Ограничения пространства не позволяют детально описать экспериментальную технику, вывод математических формул или выражений, обсудить результаты и представить критические обозрения. Поэтому приведены ссылки на литературу, в которой можно подробно ознакомиться с изложенным материалом. Указано, где используются ужа внедренные результаты.

Исследование выполнено мною лично. Представлены только оригинальные концепции, подтвержденные теоретически и экспериментально. Опубликовано 206 статей, книг, отчетов, из которых 184 без соавторов.

Глава 2

ТЕОРЕТИЧЕСКАЯ И ПРИКЛАДНАЯ ГЕОМЕХАНИКА

2.1 Введение

Большинство исследований породы проводятся в лабораториях на небольших образцах, где не могут быть учтены ни условия шахтного поля, ни эффект размера. Поэтому результаты лабораторных тестов не могут быть применены непосредственно для прогнозирования поведения шахтного поля. Для использования лабораторных результатов для прогнозирования поведения шахтного поля применяют масштабные коэффициенты. Понятно, что эта концепция не всегда пригодна.

Концепции, представляемые и защищаемые в этой главе:

1. Для того, чтобы некоторые геомеханические данные были достоверны, тесты должны проводиться в массиве или на образце, размеры которого могут адекватно представлять массив (например, поведение трещиноватости пород).

2. В хрупких материалах поведение пород связано с развитием горных ударов и классические теории, представляющие поведение массива как пластичного материала, не пригодны. Это справедливо для разрушенных и не разрушенных пород (например, время, определяющее деформацию породы).

3. При проектировании шахтных выработок важно использовать данные, которые имеют наибольшее влияние на их структуру (например, угол внутреннего трения при проектировании целика).

4. Альтернативные варианты должны сопоставляться с учетом горно-геологических условий, которые играют важную роль (например, оседание нетронутого массива).

Исследования в области теоретической геомеханики включают разделы:

- механические свойства нетронутых и разрушенных пород;

- времязависящее поведение разрушенных пород;

- прогнозирование обрушения породы.

В области прикладной геомеханики, рассмотрены вопросы:

- исследования отрабатываемого столба при высоких горизонтальных давлениях;

- проектирования анкерного крепления кровли;

- сжатие закладочного материала и стабильности широких

горных выработок;

- смещание почвы в узких и широких выработках.

2.2 Механическое поведение нетронутых и разрушенных пород

В исследованиях, опубликованных в 1966 и 1970 г.г. [7,22] одноосное сжатие угольных образцов, определенное в лаборатории сравнивалось с сжатием в горном массиве. Исследования показали, что одноосное сжатие ( й,, ) , модуль деформации ( Е ), энергия упругой деформации ( Е3 ) связаны соотношениями:

Ис = к ( Н / Б )п

Е=А+В(Н/Б)п (1)

Е3 = С ( Н / О )п

где Н - высота образца, О - линейный базис пространств. А, В, С, к и п - напряженности.

Значения А, В, С и к засисят от трещиноватости угля, значение п изменяется в узкой полосе и очень близко к 0,35 не смотря на тот факт, что тип разрушения образцов может варьироваться от медленного разрушения с многократными сколами для больших образцов до активного разрушения образцов с низким отношением ( Н/Б ). Это определяется распределением нагрузки на поверхность.

Сжатие не определяется плотностью кливажных линий, а зависит от их развития и распределения усилий вдоль этих линий. В образцах, где силы взаимодействия между блоками малы, деформация в основном концентрируется на поверхностях блоков.

Совместная деформация пород и угля намного меньше способствует развитию трещиноватости и кливажные линии в большей степени определяются поведением индивидуальных блоков.

Активное обрушение наблюдается в образцах с низким отношением высота/ширина, показывающего, что возрастает не только аккумулируемая энергии, но и появляются различные типы распределения, давления в образцах, когда создается нагрузка с помощью тестирующей машины [18,19,22]. Такие образцы имеют очень высокое одноосевое ежа-

тие и высокое напряжение в центре, которое показывает, что знач! ние сжатия определяется структурой распределения давления в обра: це. Это сжатие и поведение после разрушения образцов породы, П] нагрузках, более чувствительно к отношению ( H/S ) и, таким обр; зом, определяется распределением давления в образце, как результ; нагрузки. Поведение жестких и мягких образцов при кагружёнии сра: нивается на рис.3 а,б , который ясно показывает, что если pacnpi деление давления одинаково, то изменения в характере протекай] разрушения и сжатия не проявляются [45].

Тесты также показали, что параметры сжатия, определенные лабораторных условиях, не представляют поведение массива в шахтш условиях. Модель угольного пласта, с высоким сжатием, в лаборато] ных условиях, не обязательно имеет те же показатели в реальных у< ловиях.

Достоверные лабораторные значения не всегда выше, чем шах-ные. Полученные результаты представлены в табл.1 [22]. Таким oöpi зом важно, что для получения реальных значений сжатия тесты долж] проводиться в условиях, представляющих реальные условия пласта.

Таблица :

Сравнение реальных и лабораторных значений для образцов с показателем H/S = 2,46 (лабораторный образец 10 см х 10см; шахтные образцы 70 см х 70 см)

Пласт Лабораторное Шахтное од- Лабораторный Шахтный кодум

одноосное ноосное сжа- модуль дефор- деформации,

сжатие,кг/см тие, кг/см2 мации , кг/см к г/см2

Пласт 1 135 68,6 21390 32000

Пласт 2 95 113,9 ' 35320 7500

Изучение влияния размера .образца на одноосное сжатие показ, ло, что оно пропорционально объему образца (рис.4) [35]. Деталью проверка показала, что при некоторых критических значениях' эта з< висимость имеет ступенчатый вид, с резким падением значения сж. тия. Таким образом, можно сделать вывод, что образцы породы соде] жат различные типы трещин и щелей, и расстояние между ними влия!

'I- |Ь>

Рис. 3. Влияние нагрузки на поведение образцов мрамора с различным соотношением Н/О: а) мягкие образцы; б) жесткие образцы

$(атг.Н/0-г-«И1.а'»«.1т1 Кнарц

г/ е/.ям)

ю1 ю'

Объем (ст!)

Рис. 4. Одноосное сжатие как функция объема

на результаты.

В материалах с повышенной трещиноватостью, где трещины имеют непрерывный характер, зависимость не имеет ступенчатого вида, но в материалах, где трещины имеют сетчатую структуру, ступенчатая зависимость становится более очевидной. Обобщенная кривая сжатия представлена на рис.5.

Найденная зависимость позволяет определить необходимые размеры образца для различных процессов. Так, когда необходимы данные о сжатие при бурении, вполне достаточно тестов на небольших образцах с размерами 5-10 мм. Но когда рассматривается проходка больших подземных выработок или отработка столбов, то необходимы испытания на образцах с размерами 50-100 см.

2.2.1 Индекс горных ударов

На основе шахтных испытаний и сравнения свойств угольных пластов опасных по горным ударам был выдвинут постулат, что нагрузка увеличивает одноосное сжатие [12,22]. Это увеличение зависит от давления и напряжения разрушения образца. Тесты показывают увеличение на 15-20%. Горные удары классифицированы по направлению давления для трех-, двух-, и одноосного сжатия. Предлагается использовать индекс горных ударов, который определяется выражением

Фо - накопленная энергия при обрушении под ■

воздействием одноосного давления; ф2 - энергия, потраченная на создание новых поверхностей; 1?С2 - двуосное и трехосное сжатия; 1*с1 - одноосное сжатие; Е - модуль породи.

[23]:

о = ф0 + ф! - ф2 ,

Н

(2)

Дополнительные "Драницы зерна соединения

Дополнительные '

СКОЛЫ

Осношше нарушения"

Размеры дефекта структуры (мм)

Рис. 5. Схема снижения пдпосского сжатия с изменением размера

п о 2

о Горизонтальные соединения 5 • Вертикальные соединения

N

* \

Ч

■V

_______1.4,1

• г < б 9 1 Количество элементов, и •

^■■ч Модельный материал с ,

—|М,|

а *

х '

ч

О

V,

о Горизонтальные соединения • Вертикальные соединения

Ч/>

Модельный материал

I*,)

г -I « ' в ю Количеспю элементов, п

Рис. 5. Влияние горизонтальных и р.срп,кальных соединений на сжатие и модуль деформации модели

Установлено, что для пластов, лежащих на границе линии

горных ударов, значение ^ » 1,0 кг см/си3 [7].

Исследования по определению индекса горных ударов были продолжены с учетом энергии, накапливаемой кровлей и почвой пласта, жесткости угольного пласта и окружающих пород и поведением-породы после разрушения [40].

Выражение (2) необходимо дополнить фактором (Кз/К^, -1), где К3 - жесткость пласта,Кт - жесткость вмещающих пород.

Таким образом, чем выше жесткость пласта и давление (значение К3 всегда выше Кт ), тем выше вероятность горных ударов.

2.2.2 Сопротивляемость разрушению соединенных пород

Изучение соединенных пород было проведено с использованием искусственных материалов, где композитные блоки содержат большое число образцов (свыше 512), испытываемых под одноосным давлением. Таблица 2 показывает различные испытанные модели [35].

Блоки изготовлены из искусственных материалов с отполированной вручную поверхностью образцов. Отклонения в размерах блоков были не более ± 0,25 мм. Влияние горизонтальных, вертикальных и ортогональных соединений ( степень непрерывности X = 1) изучалось в лабораторных условиях. Влияние числа горизонтальных и вертикальных соединений показано на рис.6. Эффект влияния количества соединений на сжатие и модуль деформации снижается при превышении 6 соединений.

Сжати.е и модуль снижаются, соответственно, на 30% и на 30%-40%* для горизонтальных соединений и на 60%-70% для вертикальных соединений.

Тесты на моделях образцов с ортогональными соединениями прово-г-дились посредствам совмещения отдельных блоков различных размеров вместе, но при этом сохранялся размер модели. Эти исследования показали, что сжатие и модуль прямо пропорциональны логарифму количества образцов и иогут быть описаны выражением (рис.7)

Кс или Еа = К < (Ь/1)'в ( 3 )

1 Сжатие

] I

КС 100 => 1

Модуль деформации

< I крик' I

10 ЮО •-----1-.

л ани со

Количество элементов п = 1/1 (плотность соединения)

Рис. 7,а. Влияние количества кубических элементов «а одиоосиое сжатие модели

л 10 ю VI 1« ."Л адэ

Количество элементом'

Рис. 7,6. Влияние количеств кубически-элементов на модуль деформации модели

Рис. 8,а. Влияние количества смешанных элементов разпичной формы иг одноосное сжатие модели

Рис. 8,6. Влияние количества смешанных элементов различно" формы на модуль деформации модели

где 11с - одноосное сжатие блочной систены; Ей - модуль деформации системы; 1 - протяженность элемента в блоке; Ь - длина модельного блока; В - константа.

Таблица 2.

Различные типы композитных моделей, используемых в тестах

Горизонтальное соединение Тип модели Кол-во элементов 1 2 3 4 5 б

1 2 3 4 5 б

Вертикальное соединение Тип модели Кол-во элементов 7 8 9 10 11

2 3 4 6 8

ортогональное соединение Тип модели Кол-во элементов 12 13 14 15 16 17 18

1 4 16 27 49 125 512

Значение В зависит от материала (0,18 -.0,30). Оно выше для жестких материалов (0,30) и ниже для менее жестких. Соотношение становится более комплексным когда объединяется элементы различной формы (рис.8). Это объясняется тем, что форма элементов играет важную роль. Хорошо известно что сжатие элементов, имеющих прямоугольной сечение выше на 10%-15%, чем для кубических образцов. Даже если только это принимать во внимание, кривая изменения сжатия может иметь вид, показанный пунктирными линияки на рис.8,а. Влияние формы более заметно для материалов с большим сжатием, чем для материалов с меньшим сжатием.

Уменьшение сжатия вызывается микро и макротрещинами. Лр( этом, чем больше число трещин, тем меньше сжатие. Трудно оценит! минимальное количество блоков, которое система должна содержать, дня того, чтобы характеризовать свойства реальной системы, но I случае исследованных материалов очевидно, что для образцов, преде-

тавляющих горную массу, она должна содержать около 2000 поверхностных трещин и около 180 соединений (блоков).

Наблюдения за разрушениями моделей позволили установить, что модели с горизонтальными соединениями разрушаются с развитием трещин в середине и их распространением вверх и вниз. В моделях с вертикальными соединениями, колонки разрушаются независимо. Очевидно, что жесткость иподвижность соединения имеют определяющее значение.

Когда модели нагружались циклически, модули деформации моделей с горизонтальными и вертикальными соединениями были одинаковы. Это объясняется лучшим соединением и повышением шероховатости поверхностей. Тщательный подбор сборных моделей с хорошо обработанными поверхностями дал меньший эффект (рис.9).

Дальнейшие тесты показали, что когда размеры модели не велики (Rc* 0), теория совместного давления, как результат подвижности различных блоков, дает удовлетворительные результаты. Тесты, проводились над моделями в виде клина с ортогональными соединением (рис.10). Концентрация напряжения выше в блоках со сниженным трением (тефлоновое покрытие ) и с увеличенным зазором между блоками, обеспечивающим высокую подвижность блоков. Результатом этого является снижение сжатия. Этот эффект должен приниматься во внимание при рассмотрении изменения напряженно-деформированного состояния в композитных материалах.

Было показано, что поведение части кривой, описывающей зависимость напряжения от давления, после разрушения блока, определяется количеством элементов в нем. Чем больше элементов в блоке, тем более пологий вид имеет часть кривой, описывающая поведение блока после разрушения. Породы с высокой плотностью соединений имеют очень низкий модуль жесткости (рис.11).

Эффекг совместной ориентации был исследован на моделях с соединениями имеющими различные факторы непрерывности (1/3 и 2/3). Ориентация соединения влияет на сжатие так же, как напряжение, которое образец испытывает при разрушении. Изучение модели на основе гипса показало, что напряжение при разрушении падает с увеличением угла ориентации и степени непрерывности (табл.3).

о 01 ог о-з о-4

деформация' ('/•) Рис. 9. Поведение стандартных образцов и образцов с обработанными поверхностями

0-5 10 15 го Расстояние как часть Т/2

Рис. 10. Концентрация давления как функция подвижности блока

О-г . 0-3 0-4 деформация СЛ)

0-5

Рис. 11. Поведение модели после разрушения с п-элементами

Рис. М- Вращение блоков и разрушение модели (К-2/3)

Наименьшее сжатие было найдено при углах 30°-60°. Здесь наглядно демонстрируется роль, которую играет подвижность элементов в блоке. Модель с высокой степенью непрерывности (2/3) имеет низкое сжатие, низкое напряжение и пологое поведение кривой после разрушения [В1-В4].

Таблица 3.

Влияние протяженности и угла ортогонального соединенияна напряжение в пике сжатия

Протяженность соединения Угол соединения

Напряжение в пике сжатие,%

15° 30° 45° 60°

зе = 0 3,5 2,1 2,8 1,4

ае = 1/з 3,5 1,0 0,8 0,65

зе = 2/з 2,6 0,55 0,25 0,65

На рис.12 показана вращательная природа механизм поведения в таких моделей, в особенности,когда фактор непрерывности велик (Зе = 2/3) [В1-В4]. Автором опубликован объемный обзор литературы на эту тему [27].

2.3. Времязависящее поведение трещиноватых пород-

Концепция предложенная в этих исследованиях [29,30,31,41] заключается в том, что разрушение хрупких пород связано с распространением трещин в породах.

Если мы рассмотрим образец некоторой длина С, эффект влияния трещины на деформацию образца может быть вычислен с использованием концепции энергии напряжения. Для плоской открытой щели в плите единичной толщины, расположенной под углом Р модуль эффективной деформации задается

-1

1 +

гжс? соэр

В1

где

Е - модуль Юнга материала; 2С - длина щели;

Р - угол наклона по отношению к направлению

основного давления; В - ширина плиты; 1 - длина плиты. Для случайно ориентированных щелей выражение (4) записывает'

ЬЭФФ

1 +

2 ТСС2 сог(5

ЗВ1

-1

аналогично, модуль эффективной деформации для плиты шириной В длиной 1 , содержащей случайно ориентированные закрытые щели, з дается выражением

ЬЭФ4>

= Е

1 +

15

2 + 3 /1 + 2 /I4

(1 + Цг)г/3

2/1

( б

где Ь =1 /Ы и ¡1 - коэффициент трения.

Таким образом, не зависимо от характера щелей (закрытые, не рерывные или с разрывами) их присутствие снижает эффективный м дуль деформации материала. Это увеличивает деформацию образ (рис.13). Следовательно скорость движения горных пород должна бы пропорциональна квадрату скорости распространения трещин, котор описывается формулой

V2 = ^х

с0

1 - — 1 ♦

с

к 4

4Е*

ЛС0гба2

- 1

_Со с

( 7

где V - скорость распространения трещин;

- конечная скорость щели (константа для данного материала); 2С0 - начальная длина щели;

2С - длина щели на некоторой стадии развития;

Рис. 13. Влияние увеличения дли.п. щели нл снижение модуля деформации и увеличен*« напряжения

Рис. 14. Основное критическое направление ориентации и развития открытого и закрытого сжатия: а) эллиптической щели; б) закрытой щели с нулевой толщиной

/ Разрушение

Да вленис ■бнир> ___—^

Г - 5ИНР» К)"/. 1 -

к |>! »1 иг1/. |

1 Я V. )

• 154 МР» | )6*М

Ш НР» (Я1.1 одноосн зго сжатия)

Время (мин)

Рис. 15. Разрушение мрамора (НЛ)=2,5 И=50 мм)

Е - модуль Юнга материала; б3 - давление в конце щели; К - поверхностная энергия материала.

Из выражения (7) следует, что увеличение длины щели будет приводить к увеличению V и, следовательно, увеличению скорости сдвижения горных пород. По понятным причинам это не наблюдается на практике, за исключением очень высоких значений давления.

Значение 63 зависит от ориентации щели и приложенного давления. Критическое значение соответствует ф = 45° для закрытой щели и ф = 30° для открытой элиптической щели. Следовательно такие щели будут распространяться первыми в направлении, показанном на рис. 14. Поле давлений и критическое давление изменяются не зависимо от того, распространяются'трещины или нет. Это выражается в том, что трещины ориентируются так, чтобы было минимальным б3.

Только при движении горных пород высокое давление вызывает взаимодействие и объединение щелей, что проявляется в высоком значении б3 и является причиной ускорения движения горных пород.

При низких давлениях количество благоприятно ориентированных щелей в действительности может быть меньше, поскольку значение б3 влияет на V только при небольших количествах щелей. Таким образом, небольшое количество трещин при малых давлениях вызывает чрезвычайно низкие скорости подвижения.

При низких давлениях количество трещин с благоприятной ориентацией может быть с меньшим значением б3 , и это может вызвать небольшое повышение числа трещин, которое проявляется в очень низких скоростях перемещения горной массы при низких давлениях и за короткие интервалы времени. Эти скорости настолько малы, что порой их невозможно зарегистрировать- с помощь.» обычной лабораторной аппаратуры. •

При возрастании нагрузки начинают..развиваться трещины с менее благоприятной ориентацией и напряжение в точках на границе щели, так где оно было не критическим становится критическим. Это инициирует развитие вторичных трещин от той же щели.

Повышение напряжения вызывает увеличение количества и размеров трещин, и следовательно большие изменения модуля деформации образца. В результате при высоких напряжениях увеличивается скорость деформирования пород. Полученные зависимости, описывающие деформирование приведены на рис.15. Время деформирования до состо-

яния разрушения резко снижается по нере увеличения напряжения [34].

Образцы мрамора также подвергались трехосевым тестам для образования системы трещин, с регистрацией их плотности и направления во время испытаний. Образцы исследовались с помощью техники вкрапления флуоресцентной краски и последующего наблюдения в ультрафиолетовых лучах. График иллюстрирующий образование поверхностной трещины приведен на рис.16. Одноосно сжатие образца до проведения трехосевых воздействий составляет 62 МПа, после воздействий - 43,2 МПа. Затем эти образцы были подвержены тестам для определения времени на разрушение разрушения под постоянным напряжением и с использованием вкрапления флуоресцентной краски. Расширение трещин имеет место прежде всего в случае когда они ориентированы в области 30° - 45° [34].

Результаты этих исследований показывают, . что времязависящая деформация породы связана с развитием трещин и для объяснения ее поведения необходимо применять структурную теорию развития трещин. Разрушение разъединенных пород под постоянным одноосным напряжением сопровождается сравнительно большими деформациями, предсказываемыми кривой, описывающей поведение породы после разрушения. Воздействие деформации, которое испытывает порода, состоящая из нескольких блоков значительно меньше.

Выше приведенная концепция справедлива не только для небольших трещин, но вполне пригодна для соединений со степенью непрерывности, меньшей 1. Это подтверждается тестами с использованием гипса в качестве модельного материала. Образцы были подготовлены из небольших элементов 12x12x36 мм с различными углами наклона по отношению к прикладываемому напряжению и совместной непрерывности Ц.

Образцы подвергались одноосному сжатию и это позволило установить, что при угле ф = 15° с Ц = 1/3, разрушение происходит вдоль линий соединения при углах, не превышающих 30°. Разрушение сопровождалось развитием ветвящихся трещин и расширением места соединения образцов. При больших углах разрушение в основном проис-

90%|Ы00«ип| Г/(Г, =8 5У.«=610т(п! (Г / С, «75%» i20l0m.nl

~о ¡о* го" зо* ¡л* 5о* «о* та* а Угол налравлепия давления

Рис. 16. Частота и ориентация поверхностных трещин в мраморе до (поеде трехосных тестов) и после тестов на текучесть

Р - первичное диижсиие Б - вторичное Т- третичное И - точка разрушения

Истинное разрушение

Начало движения

Средняя кривая 'после разрушени

Рис. 17.Тскучсстьобразцонмрамора{обласп> до разрушения) и предполагаемое поведение после разрушении

Рис. 18. Текучесть образно« мрамора -область после разрушения

Рис. 19. Влияние скорости нагр ужения на поведение ирамора до и после разрушения

ходило за счет разветвления трещин расширяющихся от существующих соединений. Соединения играют намного меньшую роль и ветвление трещин начинается с кончика соединения. Инициирование и развитие этих трещин вызывает медленное движение в образцах. Образцы мрамора исследовались при различных значениях напряжения ниже сжатия образцов. Образцы также испытывались на сервоуправляемой машине и были затем разгружены в различных точках на кривой остаточного разрушения и вновь нагружены до некоторого уровня напряжения, которое поддерживалось постоянным для того, чтобы изучить дальнейшее поведение разрушенных образцов.

Кривая разрушения для таких образцов в области, соответствующей нагружению после разрушения (рис.17), резко отличается от кривой для образцов с обычным нагружением, при условии, что эти кривые близки в начальной стадии нагружения (рис.18) [34].

Очевидно, что низкие давления затрудняют дальнейшее образование микротрещин. И в основном расширение трещин связано с дальнейшим развитием уже сформированной линии разрушения. Это подтверждается тем фактом, что общая длина трещины не велика, а также влиянием снятия напряжения на характер зависимости давления от напряжения. Если часть кривой, соответствующая состоянию до разрушения зависит от степени напряжения, то ее часть после разрушения не слишком подвержена такому влиянию (рис.19) за исключением очень высоких степеней напряжения, когда машина до конца разрушает образец [34].

2.3.1 Движение трещиноватых пород

В рассматриваемых до сих пор трещиноватых породах движение концентрировалось внутри трещин или вдоль трещин за исключением высоких давлений или неблагоприятного расположения трещин. Действительно ли возникающие эффекты трения вдоль трещин породы зависят от времени? Скольжение двух поверхностей между собой неизменно приводит.к разрушению поверхностей, даже когда они очень гладкие. Грубые поверхности более плотно прилегают друг к другу за счет и шероховатостей. При повреждении поверхности в результате превышения сопротивляемости материала трение должно изменяться во времени.

Многие исследователи интерпретируют феномен застревание-скольжение как времязависящее трение, предполагающее фазы динамического и статического трения.

Для исследования изменения трения во времени были проведены две серии тестов: а) изучение на скользящих соединениях породы; б) изучение на скользящих соединениях модели.

а) Изучение на скользящих контактах породы

Прямые тесты на сдвигающие усилия были проведены на трех типах пород (гранит, известняк и мрамор) с четырьмя различными поверхностями соединения (изорванная, пилообразная, поверхность с неровностями типа песок и полированная) при различных вертикальных давлениях. Было проведено 81 испытание. Одноосное сжатие породы составила 150 МПа для гранита, 190 МПа для известняка и 55 МПа для мрамора. Скорость сдвигания варьировалась от 0,012 до 40 мм/мин. Коэффициент трения вычислен с поправкой на угол расширения, которая становится очень важной для шероховатых соединений. Значения сжатия были взяты при снещениях, где кривая зависимости сдвигающего усилия от смещения становится пологой. Среднее значение коэффициента трения вычислено при различных вертикальных значениях давления, соответствующих логарифмическому закону (та(?л.4).

Таблица 4.

Эффект влияния степени напряжения на угол трения соединений

Тип поверхности Порода Соотношения Коэффициент корреляции

Изорванная Гранит Известняк Мрамор *ЭФ tg«p tg<P =0,649-0,0087 =0,729-0,0014 =0,768-0,00167 г =0,83 Г =0,95 Г =0,86

Ярковыраженная пила Мрамор Известняк tgnp tgr«p =0,700+0,0249 =0,777+0,0411 Г =0,98 Г =0,96

Поверхность типа песок Гранит tgq> =0,633+0,0388 Г =0,97

Из табл. 4 следует, что для ровных соединений коэффициент трения незначительно возрастает при ьосрастанич скорости смещения. Пик значения приходится на скорость приблизительно равную 1,22 мм/мин. После этого значение коэффициента остается неизменным или

падает. Для ровных поверхностей изменение в значениях при

скоростях смещения больших чем 1,22 мм/мин. чрезвычайно мало. Регрессионный анализ для ровных соединений (пилообразная, типа песок и полированное) был проведен только для скорости 1,22 мм/мин. Для шероховатых соединений (изорванные) значения коэффициента трения падают с возрастанием скорости смещения.

Заметим, что падениз чрезвычайно мало для поверхностей известняка Solenhofen. Этот известняк имеет изорванную поверхность с микрошероховатостями, имеющими вид близкий к песку или полированной поверхностям. Фотографии изорванных поверхностей, полученных для гранита, мрамора и известняка Зо1еп11оГеп представлены на рис.20. Гранит и мрамор имеют схожие поверхности и поэтому имеют близкие зависимости

1д - vs - <р - vs - б

На зтой фазе сложно представить такое поведение с помощью какой-либо математической модели [27]. Смещения, при которых кривая зависимости смещения от сдвигающего усилия становится горизонтальной, очень велико для изорванных поверхностей. Повреждение поверхности зависит от вертикального давления и степени смещения. Таким образом брекчия формирует совместное поведение и влияет на величину смещения.

При увеличении брекчии взаимодействие между шероховатостями уменьшается. С уменьшением смещения качение частичек будет приводить к снижению трения. Это происходиг при низком вертикальном давлении, при котором проводились гесты. Для более гладких поверхностей появляющиеся в течении скольжения повреждения приводят к увеличению количества шероховатостей и контакту между ними. Пока величина брекчии мала контакт между шероховатостями будет приводить к повышению сжатия при возрастании степени смещения, что подтверждается результатами экспериментов. Понижение величины tgrф

/ .

— I — «гт/тм

001} «УЛ/глл 0.000$ шл/жл

1-0 15

с; смро|

Рис. 21. Влияние скорости деформации на предел прочности при сдвиге стыкои мрамор-пых блокоа

(а) I • тт/очп

& « СШ тт/тп

-^

(с) 1 • 0.012тт/гг»п

(4) I • 0.0005 пуп/ГГ«П

Рис. 20. Поьохкости оч^лю: а) фа>'ит; (1) *:рамир; ь; юисстннк

Рис. 22. Влияние ».ормальмого дандс»«им и скорости дефорлгации на торможение - сколь* жен и с

с увеличением степени смещения для шероховатых соединений подтверждает, что эффект трения качения брекчии играет определяющую роль, благодаря высокой степени нагруженности шероховатостей.

б) Изучение на скользящих контактах модели

Тесты на контактах породы были проведены в очень небольшой области вертикальных давлений для одноосного разрушения. Влияние увеличения вертикального давления не могло быть исследовано из-за низкой производительности машины, задающей сдвигающие усилия. Тесты на модельных соединениях были проведены при использовании шероховатых поверхностей в Бразилии с гипсом как модельным материалом. Одноосное сжатие используемого гипса как модельного материала составляла 14 МПа. Вертикальное давление варьировалось как 0,02-0,2 от прочности на одноосное сжатие. Поверхность модельного соединения имеет длину 60 мм и ширину 30 мм. Общее смещение 3 мм получено в течение 3 минут в быстрых тестах и в течение 192 часов в медленных тестах. Очевидно, что низким вертикальным давлениям на кривой зависимости сдвигающего усилия от степени смещения соответствуют низкие степени смещения. Ситуация меняется при высоких вертикальных давлениях. Обобщенные результаты представлены на рис.21.

Некоторые образцы после тестов были обмерены для определения повреждений, появившихся на поверхности. Результаты приведены в табл. 5.

Количество повреждений на поверхности повышается при медленном смещении и возрастает при повышении вертикальной нагрузки. Очевидно, что при низких нормальных нагрузках скольжение между шероховатостями доминирует и динамическое трение играет важную роль.

2.3.2 Феномен торможения-скольжения

Феномен торможения - скольжения наблюдался в исследованиях, которые проливают свет на физическую природу сдвигающего усилия в соединениях. Зависимость сдвигающего усилия от смещения имеет небольшие пики и провалы. Амплитуда этих пиков и провалов, соответс-

Таблица 5. Поверхностные нарушения в модельных соединениях

_

б„, кПЬ Б,ММ/МИН ЛГВ е р X . 1Др АР

17 93 110

1,22 116 39 55 99

91 39 130

0,12 39 52 119

289 116 57 173 132

103 73 181

0,0005 128 103 231 240

170 137 307

128 109 237

1,22 116 133 249 243

113 138 251

539 0,12 235 140 375 313

0,0005 203 245 448 448

142 158 300

1,22 153 81 234 260

124 123 247

1008 114 164 278

0,12 119 111 120 216

95 57 152

0,0005 196 132 328 328

1,22 101 223 324 324

2005 77 361 438

0,12 148 215 363 372

263 53 316

твующих торможению - скольжению, связана с вертикальным давлением и усилием смещения. На рис.22 представлена зависимость сдвигающего усилия от смещения, изменяющегося на интервале от 1 до 2 мм при различных вертикальных давлениях. Амплитуда уменьшается с увеличением сдвигающего усилия, степени смещения и вертикального давления. Для анализа осциляций использована модель покоящейся на некоторой поверхности массы, которая приходит в движение под воздействием пружины с жесткостью и силой . Амплитуда и осцилляции торможения - скольжения описываются формулами

х = И ф - Ц*)-" (8)

X и"

£ = - , (9)

2(11 - /1)»

где х - амплитуда силы торможения - скольжения;

е - частота осцилляций;

/1 - коэффициент трения покоя;

Д* - коэффициент трения скольжения;

И - смещение;

И - вертикальная сила;

X - жесткость пружины, вызывающей смещение;

п - константа 0,3 < п < 1,0.

В табл. 6 приведены значения х. и £ , полученные в этих тестах. Аналогично амплитуда пропорциональна вертикальному давлению и зависит от степени напряжения. Пренебрегая значением И это может быть объяснено тем, что значение (/1 - Д*) должно увеличиваться с возрастанием степени напряжения. Значение коэффициента трения покоя теоретически не должно соответствовать смещением И - 0. Уменьшение коэффициента трения с увеличением подтверждается тем, что разность ¡1 - Ц* будет стремиться к И.

Эти исследований позволили установить, что [50]:

-деформация в твердых пьродах на стадии, предшествующей разрушению, определяется степенью напряжения, а после разрушения влияние этого фактора снижается;

-величина напряжения незначительно влияет на трение; -эффект торможения-скольжения ке проявляется при низких вертикальных давлениях;

Таблица б.

Параметры торможения-скольжения соединеннных блоков при различных степенях смещения и вертикальных давлениях

Степень Вертикальное Частота Амплитуда

смещения. давление, смещения. сдвигающего

мм/мин кПА мм давления, кПА

289 _

539 19

1,22 1008 19

2005 26 13,64 ■

289 95 2,05

539 85 4,77

1,22 1008 26 5,95

2005 24 17,73

289 17 29,86

539 18 66,14

1,22 1008 7 76,64

- при относительно невысоких давлениях в породах с блочной структурой можно пренебречь времязависящими эффектами.

Статья [50], в которой представлены эти результаты, награждена золотой медалью НЕ1С0 за лучшую публикацию в Трудах Индийского технического общества в 1978 г.

2.3.3 Эффект заполнения в трещинах

Серия экспериментов, проведена для исследования сопротивления сдвигающему усилию при заполнении трещин. Модели были приготовлены с помощью разрушения образцов песчанника для создания трещиноватой поверхности. Трещины заполнялись каолином и исследовались в нап- -равлении сдвига. Установлено, что соотношение между толщиной заполнения каолином [49,52] и пиком сдвигающего напряжения следующее (Рис.23)

Т = 7,25 + 0,46 Тп - 0,30 .Int бп0,745 (10)

Это выражение справедливо для толщины каолина., превышающей 5 мм.

Рис. 23. Влияние толщины заполнения каолином трещин на Рис.24. Влияние толщины заполнения каолином соединений

пиковое значение напряжение напряжения сдвига соединений на угол расширения

Рис. 25. Зависимость смешения а пике напряжения сдвига и толщина соединений, заполненных каолином

Рис. 26. Схема различных структур, развивающихся в сдвигаемом соединении, заполненном каолином

Для толщины заполнения, меньшей 0,001 мм [1,0 мкм), факторы окружающей среды такие как влажность, абсорбирующиеся из атмосферы тонкие масляные пленки, могут играть определяющую роль. Значения, полученные для чистых образцов без заполнения каолином, и их значения, полученные из приведенного выше выражения, согласуются с толщиной заполнения 0,01 - 0,001 мм (0,01 при бп = 34,72 КПа; 0,002 при бп = 173,61 КПа; 0,001 при б„ = 347,22 КПа).

Сцепление с и угол трения ф, полученные тестированием образца глины, при тех же условиях в стандартно ориентирующей сдвигающей коробке (толщина образца 33 мм, диаметр 67,7 мм), имеют значения С = 14,0 КПа и ф = 0,62 ( ф =32° ) при толщине заполнения глиной t = 2 Т ^ = 5,38 мм), где Т - высота шероховатости.

Выражение (10) дает параметры сдвигающего усилия при заполнении каолином С = 4,6 КПа и ф = 0,34 ( ф = 22°). Большое различие в результатах вычислений и теста могут быть вызваны множеством факторов. Прежде всего, наличие шероховатостей приводит к локализации давлений, которые могут вызвать прогрессирующее разрушение каолина и снизить сжатие заполненного соединения. Во-вторых, зона сдвижения перемещается от каолина к поверхности порода-каолин, для которой сжатие ниже чем у каолина. В-третьих, дальнейшее уплотнение заполнения глиной приводит к образованию тонкой пленки жидкости между каолином и породой, что вызывает дальнейшее снижение сжатия (уплотнение не наблюдается при С = 14,0 и ф — 21 ). Значения для материала повышается, но значение ф , по-прежнему, остается низким. Величина С больше характеризует свойства материала, а ф -свойства взаимодействия и, вероятно, эффект тонкой пленки оказывает на него определяющее влияние. Тангенс угла расширения Ъд 1 был вычислен по максимальным значениям расширения, наблюдаемым в тесте при смещении 2,29 мм. Это показано на рис.24. Изменение угла расширения носит линейный характер в зависимости от толщины заполнения . Коэффициенты корреляции для высокихт вертикальных давлений ( бп = 347,22 КПа) ниже чем при низких вертикальных давлениях. Для пика расширения предполагаемый угол, полученный геометрически используя смещение 2.22 мм в качестве базы при условии, что разрушение шероховатостей не имеет места, дает значение гд ф = 0,025. Реальные значения в испытаниях были намного ниже. Среднее значение для чистых соединений, полученных в результате интерполяции результатов, дают 1д 1 = 0,05 и не превышает значения 0,08. Это хо-

рошо характеризует разрушение шероховатостей в течение тестов. Толщина заполнения соединения при котором расширение было нулевым соответствует 1,3 - 1,5 мм и показывает, что шероховатости величиной 1,18 - 1,38 мм были разрушены.

Горизонтальное смещение в пике грехосевого сжатия представлено на рис.25. Наблюдается разброс в результатах. Теоретически, для незаполненных соединений с идеально подобранными поверхностями, пиковое значение должно достигаться при нулевом смещении. На практике невозможно найти такие соединения. Кроме того, в лаборатории очень трудно получить идеально подобранные поверхности. В идеальном геометрическом приближении заполнение должно приводить к некоторому перераспределение количества горизонтальных смещений перед контактом между шероховатостями. На этой стадии начинается расширение соединения. Пик должен приходиться в точку начала расширения, но этого не наблюдалось в тестах.

Напротив, было обнаружено, что сжатие либо не связано с началом расширения, либо проявляется до начала расширения. Найденное смещение в пике сдвигающего давления зависит от протяженности заполнения и взаимодействия между заполнением каолина и шероховатостями, которые препятствуют ориентации волокон в заполнениях. При низком заполнении необходимая ориентация волокон более затруднена для развития структуры требуется большее смещение. При увеличении толщины соединения взаимодействие шероховатостей уменьшается и развитие структуры происходит сравнительно легче. Следовательно, смещения, при которых достигается пик сопротивления сдвигающему усилию становяться намного меньше. Нижнее значение смещения в пике сдвигающего усилия составляет 1,4 - 2,2 мм.

Для определения расположения линии сдвига, повреждения шероховатостей и изменения структуры заполнения проведено микроскопическое изучение протестированных образцов. Образцы были залиты в эпоксидную смолу и разрезаны под прямым углом к направлению смещения. Б некоторых сериях экспериментов тесты были прерваны после некоторого смещения для изучения различных фаз развития структуры. Схема развития структуры в заполнениях каолином приведена на рис.26..

Микроскопическое изучение показало, что при больших заполнениях каолином ( t =3 мм) и небольших смещениях (20% от смещения, которые создаются пиковым сдвигающим усилием) развитие структуры

локализуется на краях образца. При продолжении смещения происходят большие структурные изменения, сопровождающиеся развитием наклонных линий сдвига. Это приводит к выводу, что структура изменяется ориентации волокон каолина при наложении давления и эти волокна развиваются под углом 9 = 45°+-ф/2 к направлению максимального давления. Здесь - угол внутреннего трения трения материала.

Угол 9, найденный в икроскопических наблюдениях составляет приблизительно 70°-75°. Из этого следует, что угол внутреннего трения материала <р = 50° .

При небольшой толщине заполнения большее смещение наблюдается в зоне, лежащей в середине заполнения. При очень больших смещениях появляется диффузия наклонных структур, которая свидетельствует о том, что не только давление, но и смещение играет важную роль в формировании структуры.

Угол 8 для пластичного каолина варьируется в пределах 85°-90°. В результате в этих областях должны возникать высокие вертикальные давления. Увеличение толщины заполнения будет повышать сжатие не только в результате взаимодействия шероховатостей, но также благодаря развитию высоких вертикальных давлений. Кроме того, заметим, что высокое уплотнение проявляется в случае низкой толщины каолиновых заполнений. Так процентное отношение уплотнения при толщине 3 мм составляет приблизительно ЗОН, а при низких значениях толщины это значение возрастает уже до 60И. Уплотнения значительно повышают сжатие. Однако это обстоятельство не учитывается в инженерной практике и в численных моделях заполненнных соединений.

В заключении отметим, что сжатие заполненных соединений зависит от толщины заполнений, эти исследования показали, что сжатие заполненных соединений падает на 50% при соотношении толщина/шеро- -ховатость t/T приблизительно 0,07 /0,025 и имеет постоянное значение t/T = 0,35 - 0,72, определяющееся вертикальным давлением. Небольшая толщина заполнения не влияет на поведение сдвига шероховатого соединения. Каолиновые • слои даже фракции 1 мм будут значительно снижать сжатие соединения.

Зависимость толщины каолинового заполнения от пикового значения сдвигающего напряжения является логарифмической погрзшностью до 10 % и может быть представлено выражением (10). Расширение снижается с увеличением толщины заполняющего материала, хотя заполня-

ющий материал уплотняется под вертикальным давлением при сдвигании. Тесты со смещениями на 5 мм (8% от протяженности соединения) подтвердили это предположение. Однако при высоких уплотнениях заполняющего материала расширение может проявляться даже когда толщина заполняющего материала намного больше.

2.4 Прогнозирование обрушения горной породы

Исследования обрушения горной породы проводились с использованием четырех различных методов.

а) Анализ микросейсмических событий

Исследование угольных образцов в лабораторных условиях (рис.28) показало, что разрушение можно прогнозировать на основе анализа частоты генерируемых импульсов [11]. Установлено, что высокие частоты появляются намного раньше, чем низкие частоты. Так, частота 10000 Гц регистрируется при снижении сжатия на 12%; 1250 Гц - на 33% и 630 Гц - на 45% . Непосредственно в момент разрушения наблюдаются частоты в области 2000-3500 Гц. Таким образом для прогнозирования обрушения горной породы геофоны должны иметь полосу пропускания в высокочастотной области спектра. Для получения полного частотного спектра, соответствующего разрушению породы, необходимо использовать несколько регистрирующих устройств с различными полосами пропускания и соотношениями сигнал-шум.

б) Частотный отклик модели с прогрессирующим обрушением

На основе теоретических и экспериментальных исследований было

Рис. 27. Оборудование для анализа микросейсмических сигналов и записывающая система

Предел прочности при сжатии % "

Рис. 28. Соотношение между количеством лом прочности сжатия

сигналов и преде-

установлено, что с развитием трещин резонансная частота системы понижается [53].

Кинетическая Т и потенциальная Р энергии идеальной упругой системы с п степенями свободы описывается выражениями 1 .

Т = ~ ^азкЧздк (11)

Р = ~ s2KCskqsqk , (12)

где ask - коэффициент инерции; csk - коэффициенты жесткости идеальных пружин между массами; qs,qK - обобщенные координаты. Уравнение Лагранжа для системы имеет вид или в матричной форме d / 5т 5т \ бР

dt I 5qi 5q¡ / 6qi

или в матричной форме

Аа + Cq = О, (14)

где А - матрица коэффициентов инерции; С - матрица коэффициентов жесткости. Множество собственных частот ( Ш ) находится из алгебраического выражения

det ( С - Ш2 А ) = О (15)

При отсутствии внешних динамических сил и диссипации энергии сумма потенциальной и кинетической энергий для гармонических колебаний qj = qt sin lújt; qt = cos 0), является постоянной

Т + Р = - Cüj2 I.a3ltq3qJ coszCi)1t + -

s^csk4s4k

х siii20)jt = const (16)

Подставляя t =0, t = Jt/20), получим известную формулу Релея для

собственных частот

a^kcsk Чз Чк

Ш;2 =------------(17)

a^kask Ъ Як

Из формулы (17) следует, что уменьшение числителя приводит к уменьшению собственной частоты системы. Однако, из формулы (17) не следует, что уменьшение некоторых коэффициентов приводит к уменьшению собственных частот. Рассмотрим, например, простую систему с двумя степенями свободы, для которой потенциальная и кинетическая энергии записываются как:

Т = 1/2 ( пцч!2 + т^2 )

(18)

Р = 1/2 ( с^!2 + Сгя22 + 2 СЯ!Я2 ) Уравнение Лагранжа для этой системы л^ ql + сг + сч2 = 0

(19)

т2 ч2 + с2 + сЧг = ® Уравнение (15) сводится к

1г - ( ^ + К2 ) Ъ + ( ^ К2 - Ц ) = 0 (20)

где

К) = сх/т1 ; К2 = с2/т2 ; /1 = сгт1ш2; 2 = СО2

Два корня , 2г выражения (20) задаются выражениями:

гх + ъг = К] + кг> г1 г2 = ^ кг - д (21)

С уменьшением С уменьшается /1 и произведение г2 возрастает. Поскольку сумма ( + 1г ) не зависит от Ц , очевидно, что меньший корень должен возрастать и одновременно больший корень г2 должен уменьшаться.

Следовательно, уменьшение коэффициента упругости С может вызвать увеличение первой собственной частоты Ь^ . Это не противоречит (17) как может показаться на первый взгляд. Выражение (17) означа-

п

ет, что снижение общей суммы I может вызвать понижение

з. к

собственной частоты 10! . Поскольку сумма является в действительности максимумом потенциальной энергии свободных осицилляций, можно сделать вывод, что уменьшение потенциальной энергии системы приводит к снижению всех ее собственных частот.

Каждое физическое упругое соединение содержит положительную потенциальную энергию до начала деформации. Разъединение физических связей в системе приводит к снижению ее собственных частот.

Была развита новая техника эксперимента, основанная на анализе поведения горной массы под воздействием вибрации с низкими частотой и амплитудой (рис, 29,а). Результаты, полученные на желатиновой модели, показали, что после разрушающего воздействия на систему изменяется ее резонансная частота, причем в большинстве случаев частоты сдвигаются в низкочастотную область (рис.29, б).

2.5 Планирование целиков под воздействием высоких горизонтальных давлений и разрушение целиков

Наиболее приемлемый метод для разработки целиков в глубоких шахтах базируется на учете зон трещиноватости и сжатия угля под давлением. Напряжение целика бр и его сжатие Бр описываются формулами [-31]:

„ Г ( Wp + wr ) (Lp + Wг ) ,

бр = К К -"-"- • (22)

L Wn L» J

"г

Wp Lp

r>-3 j. -jo *»2ц21п-б

кЦН [ WpLp - 4,9 (Wp+ Lp) h H 10'J + 32 h¿H¿10" sp =' - , (23)

где k =

Wp Lp 1 + sin Ф

1 - sin ф

6p - нагрузка целика;

sp - сжатие целика;

Sp/6p - коэффициент безопасности;

Wp - ширина целика (м);

Рис. 29,а. Экспериментальная аппаратура для частотного анализа

Гис. 30. Эксперимент с конусообразным целиком, шахта West CiifT, 315 панель (показано расположение измерительных станций)

s я a

a о

- 53 - ' Выработка А точка А4С

*00 -350 -300 -250 -200 -150 -100

(а)

too 200 зоо

Подвигание забоя, м 3 Кровля * Почва * Общее Выработка В, станция 1, точка В2С

s я

X

а ¡2

so -

40 -

У) -20 -10 -о

V

U

-J

(Ъ)

200 240

Рис. 31. Движение кровли и-почвы и измерение конвергенции: а) выработка А, станция 1; б) выработка В, станция 1

С

2 —'

к S

а

2 г»

К

100 200 300 '*00 :э0

Удаление забоя, м Рис. 33. Давление в середине целика А-В шириной 7,5 м, станция А4, ячейка 3 (показано взаимодействие выработки В (300м) и выработки С (450 м))

50 -

ВО -

аКШУ?.

Рис. 32 Медленное разрушение целика шиоиной 2,8 м в конпе конуса: а) начало; б) через 6 месяцев

Wr - ширина выработки (н);

h - мощность пласта;

Lp - длина целика (м);

Н - глубина (м);

У - плотность пород, У = 0,025 мпа/м;

ф - угол внутреннего трения (град.)

Многовариантный анализ [-20] показал, что в порядке важности параметры, которые влияют на коэффициент безопасности целика, следующие :

- ширина целика Wp;

- угол внутреннего трения ф;

- глубина работ Н;

- мощность пласта h;

- ширина выработки Wr;

- длина целика Lp. Известными параметрами являются:

- глубина работ Н;

- мощность пласта h;

- ширина выработки Wr.

Угол внутреннего трения - второй наиболее важный параметр, определяющий безопасность целика, величину которого важно знать. Этот параметр определяет зону разрушения и, следовательно, ширину целика.

Большинство теорий, основывается на учете воздействия вертикального давления на развитие зоны разрушения и не рассматривают горизонтальные давления, анизотропию угля, взаимное поведение кровли, почвы и угля.

Новая концепция расчета параметров целика развита на основе шахтных наблюдений. Она основывается на измерении зоны разрушения. Метод позволил определить, что в условиях пласта Були мощностью 2,5 к и глубиной залегания 450 н ширина целика, при которой начинается его разрушение, составляет 8 м. Впервые было показано, что разрушение целика возрастает со временем при различных направлениях давления и размеры целика должка быть различна в различных направлениях. Для пласта Булли было установлено, что ширина стабильного целика при проведении трех выработок должна быть Юм для направления с востока на запад и 15 метров для направления с севе-

pa на юг (коэффициент безопасности 1,25) [-20]. Эти результаты подтверждают полученные ранее результаты мониторинга целика шириной 18 метров между погашенной выработкой и длинным забоем, работающим по обратной схеме [-35].

2.5.1 Мониторинг целиков в шахтных условиях

При правильном выборе ширины поддерживающего целика можно снизить давление в основных выработках [32,51].

Для определения критической ширины целика в западной части шахты West Cliff Colliery были пройдены три выработки, каждая длиной 150 метров, с сужением 6° так, что ширина поддерживающих целиков постепенно снижалась с 30 м до 2,8 м (рис.30). Выработки были пройдены со стандартным креплением кровли анкерами длиной 2,7 м с полным цементированием в 315 панели, которая лежит под очень высоким углом к основным горизонтальным давлениям шахтного поля. Для соединения выработок была пройдена сбойка. Выработки были пройдены в последовательности А, В и С (наблюдения, проведенные ранее показали, что направление и последовательность проходки выработки оказывают влияние на ее поведение).

В каждой выработке было смонтировано семь измерительных пунктов. Измерения■включали нивелирование точек кровли, измерение конвергенции, давления и разрушения в целиках.

Результаты измерений показывают, что движение кровли и конвергенция не симметричны относительно центральной линии выработки. Почва поднялась на 500 мм и кровля подвинулась вверх на 150 мм в выработке А. Левая часть выработки А подверглась большей деформации, чем лежащая ближе к выработке С. Конвергенция кровли и почвы в выработке В не превышала 180 мм (рис. 31) при ширине целика 30 м.

Взаимодействие между выработками не наблюдалось при ширине соседних целиков более 10 м. При ширине целиков 7,5 м соседние выработки начинают рушиться. При этой ширине завершается взаимодействие, разрушается целик и она является критической. На рис. 33 показано изменение давления при проходке выработок В и С в центре целика между выработками А и В, которое возрастает в области от 250 м до 425 м. Целик шириной 7,5 м стабилен при проходке 2 выра-

боток, но при одновременной проходке еще одной выработки С он разрушается. Разрушение целиков начинается постепенно с краев. Целик в конце выработок А, В и С шириной 2,8 м разрушался медленно в течении' 6 месяцев.

Последующие перемещения кровли на 50 мм были замечены в выработке А. Глубина разрушения на краях была неоднородна. В этой выработке левый край был подвержен большим разрушениям, причем глубина разрушения с левой стороны была меньше, чем с правой. Целик, даже при ширине 30 м, постепенно разрушается в результате движения кровли.

Для численного моделирования распределения давления необходимо использовать данные, полученные в шахтных измерениях. Анализ результатов моделирования показал, что они совпадают с результатами шахтных измерений при допущении, что сдвигающее усилие с левой стороны приводит к формированию продольной щели высотой 5 м.

Результаты исследований были использованы при проектировании промежуточных штреков для длинного забоя шахты West Cliff (рис. 34).

Длинный забой с промежуточными штреками, пройденный без разрушения целика, был наихудшим за время существования шахты с подъемом почвы и конвергенцией кровли приблизительно 1,25 м. Дополнительное крепление троссовыми анкерами длиной 8 м не могло удержать кровлю. Промежуточный штрек длинного забоя 12, пройденный с разрушаемым целиком, улучшил условия так, что основной штрек был поддержан пятью стандартными анкерами без какого-либо дополнительного крепления и длинный забой 12 функционировал в 2,5 раза дольше чем 11. Эта система была использована в условиях высоких давлений при выемке длинных забоев 13 и 14 и стала стандартной для шахты.

Рис. 34 План южной панели ш. Wesl ClilT, лапы 11-14 и 12-14 пройдены с 8-метропым поддерживающим целиком

Неблагоприятное

Благоприятное

Наилучшее

"Наилучшее

Благоприятное

Неблагоприятное Рис. 35. Схема бдагоиркятннх v. неблагоприятных направлений угольных шахт South Coast, NSW

2.6 Стабильность выработок и проектирование анкерного крепления

Изучение движения породы в шахтах относится к практическим аспектам стабильности кровли при выемке короткими и длинными забоями под высоким горизонтальным давлением. Длительные наблюдения за состоянием кровли при выемке позволили разработать основную модель, которая описывает поведение выработки и угольного пласта с учетом распределения давления и развития трещиноватости. Наихудшее направление составляет 30°-90° и 30° для наиболее часто встречающихся распределений давления и трещиноватости [74, -55] (рис. 35). Было также установлено, что направление важно учитывать при низком сжатие расслоенных пород. Поэтому можно управлять горизонтальным давлением с помощью взрывания и/или подработки целиков и размещения забоя на некотором критическом расстоянии от зоны напряжения. Это расстояние задается выражением [51]

Z t Ь

X = - , (25)

с

где Z - высота выемки с обрушением (10-12); с - ширина выемки;

b - рельеф горизонтального давления

(для рельефа 0,5 b = 2,8, для 0,25 b = 3,7) t - мощность пласта.

Эта концепция была использована при разработке схем длинной выемки [-4]. Для снижения горизонтального давления было так же предложено управление взрыванием и зарубным штыбом [26,32,51,63].

2.6.1 Проектирование анкерного крепления

Анкерное крепление является основной системой крепления в Австралии. Значительная часть работы была проведена в этой области, включая развитие компьютерной модели [114,104, -8], прогнозирование свойств массива [103,-26], сравнительный анализ жестких и разрушаемых анкеров [103], исследование эффекта высокой напряженности в анкерах, изучение движения породы в шахтах. Компьютерная модель [104] внедрена ка практике для проектирования анкерного крепления в действующих шахтах [114, R-8], Разработанная система

основана на классической модели реакции породы. Входными параметрами являются свойства кровли, почвы и пластов, давления в массиве и прочность крепления. Входные данные скорректированы на основе шахтных измерений. Сравнение реальных измерений и расчитанных значений с использованием разработанной программы "Ршпраск" приведено на рис. 35. С использованием программы можно определить необходимую плотность крепления и длину анкера для различных условий, включая отдельную проходку выработки с различной шириной, три-четыре пересечения выработки другими выработками, эффекты смежной выемки и закладки в центре выработки. Некоторые примеры приведены на рис. 34.

Система крепления троссовыми анкерами и протяженными цементными блоками была разработана для поддержки пройденной выработки на глубине 465 м в условиях высокого горизонтального давления. Схема крепления приведена на рис.38.

Система и конвергенция в длинном забое наблюдались по мере его подвигания к этой выработке. Эта система крепления была впервые испытана на такой высокой глубине и успешно эксплуатировалась для двух длинных забоев (забои 7, 8). В длинном забое 8 были размещены бетонные стойки совместно с деревянным креплением. Наблюдения показали правильность проекта и также позволили получить данные о ширине зоны разрушения и ширине разрушения целика впереди забоя. Установлено, что скорость конвергенции в забое первоначально возрастает, а затем убывает, по мере того как ширина слоя угля между забоем и вырабокой приближается к 14 м (рис.39). Разрушение слоя начинается, когда его ширина составляет 14 м. Выпуклость увеличилась после того как ширина была снижена до 8 м. Существуют два пика конвергенции забоя. Первый связан с увеличением разрушения передней стойки, затем конвергенция падает и это связано с переносом границы нагрузки вдоль выработки, снижающего нагрузку на слой уголя. Второй пик появляется, когда разрушается зона впереди забоя. Это происходит, когда ширина слоя приблизительно равна 4 м. Это значение, в дальнейшем, было подтверждено при проведении дополнительных исследований.

Расчетные данные Станция Л1 Станция С1

Экспериментальные данные *— Станция А1 о— Станция С1

23455769 Изменение времени (1000 часов)

Рис. 36., Сравнение расчетных данных, полученных с помощью программы "Pumppaek" и экспериментальных данных деформации кропли (315 панель ui. West Cliff)

■ Выработка ^ шириной 3 м

□ Выработка 1 шириной 6 м

И Выработка С/Т —шириной 3 м—

S Я о

CV

Я

о.

со

1.5

0.5

Количество анкеров

0 2 * 6

Количество анкеров

Рис. 37,а. Влияние количество знкероз (пронность 20 тонн) на деформация кровли и зону разрушения для направления с востока на запад (.'- выработки) и с севера нз юг (19 С/Т), полученное с помощью программы "Рамрраск"

Влияние прочности анкеров на деформацию кровли для выработки С/Т без корректировочных факторов

прочность 100 кН р прочность 150 кН

Влияние прочности анкеров на зону ^разрушения для выработки без корректировочных факторов гг

прочность 100 кН и прочность 150 кН □

Зона разрушения i.s в кровле, м I

Количество анкеров Влияние прочности анкеров па деформацию кровли для выработки J без корректировочных факторов

" прочность ЮОкН ¡j прочность 150 кН

Количество анкеров Влияние прочности анкеров на зону разрушения для выработки Л корректировочных факторов прочность 100 кН ■ прочность 150кН£_

без

Зона разрушения в кровле, м '

0.5

Количество анкеров Количество ан керов

Рис. 37,6. Влияниеколичестваи прочности анкеров на деформацию кровли и зону разрушения для направления с запада на восток (J-выработки) и ссеверана юг (19 С/Т) для шахты North Cliff, полученное с использованием программы "Pumppack"

3.5 3

б 2.5

4

5 г

С.

*

« 1.5

"t 0.5

С- Деформация Зона разрушения

1

0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4

0.30.2 0.1 0

о г 5 S 10 12 15 ¡Расстояние от сопряжения, м -

With 3 ш soan

1 2

1 0

Ц

ю о о.

Е 6

S о. о ■во

Displacement Zone of failure

.6

о &

« s

8 и

6 a 4 5-

x 2 й

С 2 5 E 10 12 15 •Расстояние от сопряжения, м.

With 6 ш span

Е

Рис. 37, в Деформация кровли в сопряжении трех выработок, 4 анкера (получено с использованием программы Ришрраск)

к системной

Крепление для установки п дополнение диаграмме крепления' лесом длшшого забоя погашенной

нмработки

->T«/l V.'tu . \

'Л' 1

Рис.*38. Паспорт крепления для погашенной выработки, длинный забой 7, ui. West Cliff

О I

Анализ результатов конвергенции

А';

,, у/ Ч

L/ т Г(д V .-----1

го -ю 70 to

Длина целика, м

о

а

Рис. 39. Конвергенция на струж*у и ширина целика между выработкой и грудью забоя 7 (Р - почва, И - кровля)

Полученные результаты показывают, что ширина 16 и является стабильной шириной целика между длинным забоем и выработкой. Результаты подтверждены численным моделированием.

2.7 Быстрозатвердевающие закладочные материалы и

стабильность широких выработок с закачкой закладки

Разработана новая концепция при которой широкие выработки проходятся с центральной закачкой закладки, разделяющей выработку на две части. Это основное исследование, проведенное автором [104]. Оно финансировалось правительством Австралии и опубликовано в отчетах ISB 0642 185301 и ISB 0642 18531Х. Исследование включает :

а) разработку материалов на основе цемента, отталкивающих воду, которые могут развивать высокое сжатие в течение короткого времени и могут быть закачены на расстоянии 2 км при высокой плотности (80% твердости);

б) разработку компьютерной программы для анализа стабильности широкой выработки с анкерами и центральной закачкой закладки;

с) разработку системы с различными устройствами, включая насосное оборудование, устройства установки анкеров, оборудование для подготовки материалов и крепления забоя;

д) экономический анализ системы и ее сравнение с современными системами поддержания выработок.

На рис.40 показаны основные элементы системы для поддержания выработки с центральной закачкой закладки.

Развиты теоретические и экспериментальные методы для анализа стабильности широкой выработки с закачкой закладки на основе использования программы "Pump pack". Метод учитывает основные геомеханические и технические параметры системы, такие как начальное давление в массиве, сжатие, параметры деформации и вспучивания, скорость проходки.

Основные результаты, полученные в этих исследованиях, заключаются в следующем:

1. Ширина выработки, а такх:е закачка закладки имеет набольшее

, манипулятор для разгрузки

бурильная устанопка 'секций крс11И \ .

машина DOMINO, используется для доставки материалов, крепи

/.у/;//,, / / / .V/.V с,нош,ая ФУ"КЦИЯ продвижение забоя,-поддержание крошш

с t*»»ci] ja*». т,ч,»пм. I '''/./.■,;■

tUUJOk - PW »»П.» 6U1** Vi« го—О». " una - «м» o* «mw) **

CUUIU - CON II& nimfta ciAuot - njrv if « ««or vjrro*' CLUJCk - МММ C»T KTUtM) ПЛМ V«« )ы>0»~1>1

cuum - яп полип м «№04-00» OLAJJC* - ПГУ v »<«>OI * »IMUNC OOKX IWM4i owia - t»ic к*ям> oe nrv»iw. »»0.Л-Ч11

OjUXX - MIO I t 'M, uwa - M о« |*'мг) run junes-o

у ftuj» - OJ»\rS CXMWlOfl fe «я 1М1М-КЧ чме (K * Mm onwt »guonc .»OOlM

алося - Mov. »их (омят *м£ CMC -mm* ovbot. f*>H.

r-H - - .. _ . . _ J v. wo I-.-.C W «•»—« РГЮ.»««- W ttw»»"1_____

R.D.LAMA

закладочного материала с использованием технологии коротких забоев

J^^IXHCX !' | от I j »• I

KEMEJLA COAL & СОКЕ PlfUol

" " tIiwo/W ' TV.п '

— РЯШИ \ГЛ/*

____ !}ПС.*0 NEROOP RESEARCH No.U52 OEVCLOPUENT i

g j.,;^».* Of C*Tt ROAOS WTH PVMP расюнс

|US>HC SMOft? WAi-L 1EOMOLOCT, 1

——I j AO I r-AO 1 1 • M f 4«>OOl5> At

влияние на смещение кровли, почвы и боков выработки, которое несколько зоэрастает с увеличением ширины. При этом нагрузка на закладку увеличивается и коэффициент безопасности закладки уменьшается (Рис.41) .

2. Увеличение времени между выемкой и созданием закладки снижает нагрузку на закладку (Рис.42).

3. Увеличение коэффициента остаточного давления в 2 раза увеличивает пропорционально смещение кровли, увеличивает смещение почвы в 2,5 раза и увеличивает нагрузку на закладку в 1,5 раза.

4. Увеличение глубины с 300 до 600 м увеличивает смещение в 4 раза и нагрузку на закладку в 1,5 - 2 раза. Полная выемка при низкой глубине возмохсна с широкой закладкой без изменения стабильности выработки (Рис.43).

5. Изменение в ширине закладки имеет небольшое влияние на конвергенцию, но оказывает существенное влияние на коэффициент безопасности. Это важно учитывать при выемке в длинном забое, когда появляется дополнительная нагрузка (рис.44). При более широкой закладке ножет быть использована закладка низкого качества. При низкой глубине полная выемка возможна с широкой закладкой.

6. Уменьшение в высоте закладки выработки увеличивает ее крепость и увеличивает нагрузку на закладку. Уменьшение высоты также увеличивает ее сжатие благодаря изменению в соотношении высота/ширина закладки. Таким образом, возрастает нагрузка, но при этом возрастает коэффициент безопасности.

7. Увеличение количества анкеров в 2 раза слабо влияет на смещение и нагрузку на закладку, но это влияет на смещение выработки .

Я. Результаты исследования значений сжатия в шахте West Cliff Washery показали, что при использовании раствора, содержащего 10% цемента, 3% хлорида кальция и 16Х воды, возможно развитие короткого периода сжатие закачиваемой закладки, которая стабильна в течение 4 часов.

. 9. Количество воды, ,которое содержит материал чрезвычайно важно для короткого периода сжатия, так как цемент закачивается в ■"ой форме и дая работы насоса требуется приблизительно 20% вла-'оогношение цемента и влаги должно быть.205ь для того, чтобы

2 О

, Номео смеси закладочного материала

Кровля

" Закладка

. Стандар'

тньш случаи

' Ширина закладки, м

Рис.. 41. Влияние ширины закачиваемой закладки (ширина закладки - ширине выработки - 10 м) на деформацию кровли, почиы и закладки (конвергенция закладки соответствует обозначенным значениям, увеличенным вдвое)

•ч;

С

*

Ч

К 2. е-

Номер смеси

*1) 0,0 0 1,

• ,0 I ,» , СО , 7, 1 ,0 ,1)

Время, дни

Рис. 42. Влияние времени затвердевания на нагрузку закладки

Глубина выработки, ■■

. 43. Влияние глубины выработки на деформация (конвер-закладки соответствует обозначенным значениям, иным вдвое)

с о.

е

ст\

I

Ширина закладки, м

Рис. 44. Влияние ширины закладки на фактор безопасности закладочного материала Одноосное сжатие, МПА

конечное содержание ьлаги было 16-20%. Это позволяет получить короткий период сжатия 0,229 МПа в течение 2 часов (рис.45).

1С. Результаты также показывают, что возможен продолжительный 15 МПа, который создается при использовании 20% цемента в растворе (рис.46) .

11. Установлено, что градиент давления должен составлять 3,9 кПА/и для твердых концентраций в трубе диаметром 150 мм (рис. 47). при этом потребляемая энергия составляет 8,4 кВт.

12. Предлагаемая комплексная система объединяет врубовую машину, самоходную крепь, управляемую оператором. В дальнейшем предполагается автоматизировать систему для того, чтобы все операции могли контролироваться одним оператором. Система имеет производительность при проходке трех выработок - 38 м в сутки и двух выработок - 43 м в сутки. Эти показатели выше, чем у некоторых существующих систем. ,

Если бурение и крепл|ние анкерами происходит не одновременно, то производительность системы снижается до 36 м/сутки. Эта значение производительности использовалось во всех дальнейших вычислениях, которые показали, что система удовлетворяет требованиям современных забоев с длиной лавы 200 м, мощностью пласта 2,5 м и производительностью 24000 т/сутки. Это более чем рекордная производительность длинных забоев на сегодняшний день (рекордная производительность для пластов мощностью 2,5 к в Южной Африке составляет 22000 т/сутки и 22500 т/сутки в Австралии).

2.8 Движение и оседание пород в узких и широких выработках

Проведены исследования оседания над тонелями в слабых породах [33] и над короткими и длинными эабояни [36,75,82].

Тонель диаметром 6,3 м, находящийся на глубине 11,2 и под историческим зданием Romer в Франкфурте, моделировался с использованием и метода FEM, при чем изучение физическСй модели следовала за полевыми испытаниями. Полевые эксперименты с использованием модифицированного метода NATM показали значения йзмнэго ниже чем тео-

центах массы

Рис. 45 Начальное одноосное сжатие отходов обогащения цементного раствора с 3% СаС1г

Рис. 46. Одноосное сжатие цемента и отходов обогащения как функция времени

О.

о -2

х С

х и

ч —'

Т й

ra S

X 5

\ С. - 1IJ*

.few>oreiílw

\\ ная' ,____

\\ —- '

so.s-Дл

v \\ •''

V - 0 «6 mh

гомогенная

V - о '

\ С» - 11.3%

\ Гетеро

Гомогенная

<0 ьо S0 100 130 НО 160 40 60 S0 100 120 140 160

Диаметр рукапа, мм Диаметр рукава, мм

4

Рис. 47. Изменение градиента давления с диаметром рукава для различных скоростей V-0,5 и 0,86 м/с тисрдосп, материала С«. "81,3 %

ИЭ1КМ1 W.SM >я> 12cmj w_»,sm toucw.sg сля ' 'IW.SGCAft.l», :'к«мослп,25% sto12сш2 »41 llCU*SOCÁH ю"1.к!сля.11% ffMl.SOCAÍl.tix sup12cm]

"юо.ислв.и% "oo.sgcu.2»

su" ucuu

** CAA

■oecnEAvai

IU.Cu.rp , tnuk ^щв

sto 12c«jw.s.siti sto í2cm1 vwm st0 12cu3 vy.4s*t1 st0l?cu>.sqcm sto 12cm3.sccaa.1s% s г0 i2cm3.sg caa.23% STD1ÍCU12 STO ' 2cm.sccah st0 12cm12.sc сляи5* sto 21CM12.SQ сля.23%

SUP UCKl-SUP 12CMD.SQ СЛЯ.15Ч SUP12Cba.SOCAR,23%-SUP13CMI2 sup13ctt)*3<}car-j SUP I2CMI2.SQ СЛЯ* 15* 4 SUP 12CM12* SO СЛА.23Ч <j COWTHUOUSTnwSPORT;

kemcixb&veA с$Л*ем.(>р»СГХЛ ESA.CM*PP«I0%A

Рис. 48,а. Сравнение скорости подвигания панели м/сутки с закачиваемой захладкой и другими системами подготовки (3 выработки, размер целига 100x35 м, ¡00 х 12 м 5 м за-качираемой та<ладки)

Рис. 48.5 Сравнение скорости подвиган-ля панели м/сутки с закачиваемой закладкой и другими системами подготовки (2 выработки, размер-целика 80 х 50м + 5 м закачиваемся закладки)

ретические. Метод NATM также показал, что снижение оседания над тонелями.может быть достигнуто, если свод будет закрыт достаточно быстро [33]. Размещение сводов вместо прямого угла к оси было изменено так, чтобы они были наклонены вперед. Изменение было принято на практике. Таким образом, дальнейшее оседание тонеля может быть снижено за счет изменения ориентации свода.

Проведен мониторинг движения кровли непосредственно над длинными забоями для определения механизма оседания, который позволил установить следующее [17,36,75]:

1. Первая фаза частичного продавливания за счет разрушения непосредственной кровли и затем вышележащей кровли дает оседание в среденем в 1,5-2 раза от мощности пласта;

2. Вторая фаза - разрушение лежащих еще выше пород - дает оседание в 1,0-1,5 больше мощности пласта.

3. Третья фаза разрушения - прогибание пород в 3-3,5 раза от мощности пласта.

Результаты шахтных испытаний показывают, что фланговая выемка подвергается более высокой опасности, чем фронтальная [36].

Опасность вышележащих пластов оценивается вероятностями разрушения:

- первая степень (высокая) опасности Pj = 100 е"0.92Н/'

- вторая степень (средняя) опасности Р2 = 100 e-°.^6H/t _ р j

- третья степень (низкая) опасности Р3 = 100 - Рг (26)

где М - высота над пластом; t - мощность пласта.

На основе шахтных испытаний [36] доказано, что горный массив разрушается при колебаниях с частотой разрушения, зависящей от сжатия [69].

Установлено, что в горном массиве вывалы происходят в результате прогибания вышележащих слоев. Эффект влияния нескольких слоев на вывалы не очевиден и оседание поверхности выражается в прогибании слоя массива, закрывающего поверхность.

Несколько теоретических и гэмперических методов, развитых в Европе, было использовано для прогнозирования оседания поверхности [75]. Применена теория прогиба, закрепленных балок с равномерной

нагрузкой. В соответствии с которой

Ч

[ I2*2 - 2 ix3 + х4 J .

(27)

24 ЕР'"

где S - отклонение, т.е. оседание; q - К W h - равномерная нагрузка; 1 - пролет балки, т.е. длина забоя; Е - модуль Юнга балки, т.е. горной массы (0,6-5,9 ГПа); I « W h3/2 - момент инерции балки; * - ширина балки; h - высота балки, т.е. глубина залегания пласта; * = 2•5 т/м " плотность горной массы.

При х = 1/2 достигается максимальное значение X I4

S = -— (28)

32 Е h

Б вычислениях принято 1 = 1,3 и Н = 605 м, т.е. критическая длина для оседзния полностью определяется продольным направлением. Результаты вычислений приведены на рис. 49 и очень близки к результатам наблюдений песчанка Hawkeshury, составляющего основную кровлю пласта Bulli, и показывают, что развитая теория балки может быть успешно применена для прогнозирования оседания.

Шахтные наблюдения также показали, что мощность основной кровли не влияет на оседание с увеличением количества длинных забоев, пока длина очистного фронта приблизительно равна глубине разработки [75].

2.9 Другие публикации

Другие публикации в области геомеханики, включают литературные обзоры [20,44] и 4 тома справочника по механическим свойствам пород [В-1 - В-4]. Этот справочник переведен на японский язык и переиздан издательством Kokon Shoin Ltd., Токио. Справочник содержит 1850 страниц с более чем 3000 ссылок и хорошо известен горным инженерам и исследователям.

Забои

Рис. 49. Высота нетронутого массива над вынимаемой областью в длинных забоях, отрабатываемых обратным ходом

Глава 3

ВЫБРОСЫ УГЛЯ И ГАЗА И УПРАВЛЕНИЕ ВЫБРОСАМИ НА ПОДЗЕМНЫХ УГОЛЬНЫХ ШАХТАХ

3.1. Введение

При бистром росте подземных шахт Австралии проблема выбросов и высокого газовыделения [ 99, 116] стала очень серьезной. В 1978 году при работе вместе с СБИЮ Отделом Прикладной Геомеханики я начал исследования в области выбросов газа, угля и контроля выбросов газа на угольных шахтах. В течение последних 15 лет я был полностью погружен в эту работу. Главный упор был сделан на следующие направления:

1. Оценка состава газа.

2. Хаоактеристика и предсказание выбросов и контроль выбросов на действующих шахтах.

3. Предварительный дренаж газа на угольных шахтах - оптимизация расположения скважин.

4. Остаточный дренаж и регулирование выделения газа в лавах.

Главные концепции, представленные и определенные в этой главе,

следующие:

1. Для успешного и эффективного контроля выбросов угля и газа определение состава газа за 100 метров перед забоем требует развития новых методов, которые дадут точные значения в течение шести часов отбора проб.

2. Имеется необходимость в разработке технологии предсказания нарушений (сдвигов) угля | ,ля предсказания участков выброса.

3. Из-за противодействия вмещающих пород угля интенсивность выделения может быть значительно увеличена при применении метода сильного всасывания к скважинам.

4. Интенсивность выделения (остаточный дренаж) сильно зависит от направления стыков сдвигов и развития трещин в почве угольных пластов.

5. При проектировании вентиляции уровень выделения газа не может быть принят пропорциональным добыче. Это соотношзние нелинейное. Также в ситуации со смесью газов: выделяющийся гая имеет состав, отличный от газа, содержащегося в угле по месту.

Основные выводы опубликованной работы приводятся далее. 3.2. Оценка состава газа

Оценка состава газа является самый важным аспектом исследований выбросов газа и угля, а также дренажа газа. В мире используется ряд прямых и косвенных методов для оценки состава газа впереди горных работ. Требующаяся точность (+-10%) определяет выбор только прямых методов при использовании кернов. Но на местах, особенно в ситуациях под землей, невозможно получить керн, а особенно в местах нарушений, таких как зоны сдвигов. Были испытаны семь различных методов оценки состава газа угольных пластов, они представлены ниже: [-2)

I Обычный метод оценки газа (Австр.с. 3980-1991) с использованием кернов - прямой метод.

II Раздавливание кернов - прямой метод.

III Десорбция мокрого бурового шлама - прямой метод.

IV Десорбция сухого бурового шлама - прямой метод.

V Замеры давления газа и определение состава из сорбции высокого давления - косвенный метод.

VI Десорбометрия шлифованных образцов - косвенный метод.

VII Большой КСС десорбометр - косвенный метод. Краткие выводы приведены ниже [-2].

(а) Результаты показали, что обычный метод определения состава газа угольных пластов с отбором кернов дает точность с разбросом +-6,245» (95X доверительный интервал) в случае, когда определяемый состав газа является предварительным без коррекции на отклонение по зольности и влажности угля. Ошибка уменьшается до +-3,9% (95Х доверительный интервал), когда предварительные данные скорректированы на погрешность от зольности и влажности.

Таким образом, метод достоверен до значений +-1 метр/тонну в диапазоне пороговых значений, использующихся для управления выбросами.

(б) Нетод раздавливания дает значения в пределах 4 X от обычного метода. Отклонение в серии повторных опытов составило меньше 0,5 куб.м/тонну (Рис.50). Раздавливание керна должно быть проЕеде-

но медленно, по крайней мере, в течение 2 часов, В этом методе используются образцы весом 300 г. Отклонения по составу газа при сравнении с обычным методом составили +-ЗХ.

(а) Отбор мокрого шлама и использование обычного метода десорбции дает результаты, которые на 10% хуже обычного метода (Рис.51). Это приемлемый метод, дающий достаточно данных, собранных для шахты и применяются калиброванные керны. Если собрано более 5 образцов, ошибка будет в пределах 2%. Результат сравним с методом раздавливания кернов.

(г) Процент сшибки в составе газа при использовании метода по сравнению с обычным составляет +-5% для доверительного интервала 95%. При высоком уровне влажности раздавливание образцов невозможно до тех пор пока влажность не уменьшится до 10% и менее. Предварительные испытания с использованием ручной центрифуги позволили уменьшить влажность до 12%,

(д) Метод сорбции дает результаты, которые выше, чем результаты обычного метода (Рис.52). Значения, используемые в методе сорбции, должны быть уменьшены на 2 куб.м/т, чтобы привести их к значениям, определенным обычным методом. Стандартное отклонение (девиация) в результатах составляет 1,92 куб.м/т для 95% доверительного интервала. Это приемлемая методика и представляет собой очень дешевый и быстрый метод для определения состава газа по всей длине скважины, но может быть использована только в тех районах, где нет активного дренажа или при удалении от дренажных скважин по крайней мере на 50 м.

(е) Сухой буровой шлам (Рис.53), десорбометрия шлифованных образцов (Рис.54) и большой КСС десорбометр (Рис.55) дают результаты, слабо коррелирующие с обычными методами. До тех пор, пока технология сухого бурения не будет улучшена, не рекомендуется применять эти методы.

Можно дать следующие рекомендации: метод раздавливания должен заменять обычный метод и может применяться всякий раз, когда можно

Содержание газа, м /т, обычный метод

Содержание газа, м /т, обычный метод

Рис.50. Сравнение метода раздавливания керйов и обычного метода для замера содержания газа в угле, ЭАР базис.

Рис.51. Сравнение метода мокрого бурового шлама и обычного метода для замера содержания газа в угле, ОАР базис.

Содержание газа, м3/т, обычный метод Содержание газа, м3/т, обычный метод

Рис.52. Сравнение метода сорбции и Рис.53. Сравнение метода сухого бу-

обычного метода для замера содср- рового шлама и обычного метода для

жанил газа в угле, РАР базис. замера содержания газа в угле, О АР

базис.

--7-

:з7м • *оча «лот»-?«» п-г . 0.552 5гвЭ г . • ' п-г . он*

5 1в • > • Э»«а ' 1С'.'» 5 ? "-1. ."" 11*2 .0115

• С « 10 12 14 I( 11

Обычный состав газа, см /г

Обычный сосгап газа, см3/г

Рис.54. Сравнение метода десорбо-мстрий полированных образцов и обычного метода для замера содержания газа в угле, РАК базис.

Рис.55. Сравнение метода большого десорбометра и обычного метода хер-ков для замера содержания газа в угле, ДАФ базис.

Десорбция при

лабораторных пепытанинх

Нрси«, секунд, лаЙорШрнис испытания

I кхя .

Врем», секунд, полевие испитачич

Рис.5б. Результаты лабораторных и полевых испытаний по замеру десорбции и использование определенного лабораторным путем коэффициента "п" для оценки высвобождающегося газа (образец 12, СОг, время истечения - ООО секунд)

легко добыть керны.

В районах, где извлечение кернов дорого и трудно, для определения состава газа может быть собран мокрый буровой шлам. Поскольку мокрый буровой шлам может быть собран очень легко и дешево и поскольку большое количество образцов может быть взято из скважины, предельная точность этого метода может быть такой же как и обычного метода. Метод может дать близкие результаты для скважин по всей их полной длине. Этот метод будет в будущем развиваться для того, чтобы комбинировать его с методом разрушения таким образом, чтобы результаты можно было бы получать в течение б часов после забора образцов с расстояния до 100 м перед забоем.

Помимо использования известных методов, описанных выше, была разработана новая методика замеров содержания газа, использующая гравиметрический метод (Рис.65, 77). Эта методика основана как на прямых, так и на косвенных методах, где выделяющийся газ подсчиты-вается путем нахождения соответствующих коэффициентов десорбции газа для каждого образца. Лабораторные исследования показали, что ошибки при использовании квадратнокоренной зависимости оценки выделяющегося газа (извм метод) в определенных случаях могут далеко превышать приемлемые пределы. Таблица 7 показывает результаты, полученные при использовании нового улучшенного метода и его сравнение с ивВМ методом. Было установлено, что наилучшее соотношение, которое может описывать десорбцию газа из угольных образцов как в полевых, так и в лабораторных условиях, определяется как:

01 = 0 (Ъ/Т)" , (29)

где t - время замера (истечения). С,

Т - константа времени десорбции. С,

- газ, описанный за время Ъ, см3/г, 0 - содержание газа, см3/г, п - константа.

Рис. 56 показывает пример данных лабораторных и полевых испытаний и приемлемость указанного выше соотношения.

Значения п и Т сильно зависят от- промежутка времени между началом десорбции и началом замера. Значение п падает с увеличением времени замера, но становится постоянным после примерно 30-60 ми-

- во -

нут. Значение Т непрерывно возрастает.

После десорбции керны были подвергнуты сорбции газа при расчетной давлении (0,6-0,7 от гидростатического напора) и затем подлежали десорбции для расчета значений п и Т. Этот метод рекомендуется для подсчета газа в неотработанных полях.

Таблица 7

Сравнение фактического и расчетного выделения газа (лабораторные исследования, сухой образец, С02)

Образец N Замеренное выделение газа, (см3 /г) Расчетное выделение газа, (см3/г) Новый метод Расчетное выделение газа. (см3/г) USBM метод

1 8,48 8,48 2,71

2 27,72 27,72 0,27

3 14,02 14,02 2,27

4 5,42 5,86 3,26

5 6,90 7,19 4,34

6 6,55 8,05 10,15

7 13,40 13,50 1,84

8 10,51 10,45 1,26

S 6,75 6,56 1,95

10 9,26 9,25 1,61

11 10,50 10,45 0,76

12 6,85 6,84 2,28

13 8,48 8,44 0,29

14 10,40 10,28 1,43

15 13,07 13,07 0,27

16 13,94 13,95 0,30

17 14,14 - 0,10

3.з Характеристика н предсказание выбросов газа и

угля на действующих шахтах

Типы выбросов, происходящих в Австралии, можно разделить на -две категории. Исследования по выбросам газа и угля на Южном Побережье показали, что имеются зависимости, неизменно связанные со сдвиговыми нарушениями и перемычками [67, 57, 55, 116]. Эти выбросы обусловлены содержащимся в массиве газом и минимальное безопасное расстояние от выемочного столба до сдвига угля или до угля после перемычки составляет 2,5 м. Исследования этого явления в бассейне Воыеп показали, ( "то он обусловлен напряжением массива [53, 54, 64, 116]. В результате этих исследований предложен общий механизм действия выбросов (Рис.57). Приложение напряжения, регу-

Нисокнм Предел

прочности

Проблема, блсмы стабильности

Горный удары

Високос напряжение

систематический'! кливаж 1'Кагтизный ^низкий л,

броси .

1гические юш

Выбросы породи . и газа

Выброс Одноосный ^

......~ "росы и

кдицаж . обычно > отсутствуют Пс-шки гасятся' _ МОИ Дибиче1

Лызпмныи клииж

i ,, mi- породеkdomii

/ Нарушение кровли вдоль стенки Tj сщины от>-; Целики гасятся поступательно напряжений'., ' осадка.зй^. /7>

*" ^ • эо' породы

Направление у меньшающе го а градиента давления газа ' Давление массы угля

1С.57. Общая схема взаимодействия а и явлений'газовой динамики на •льных шахтах

Рис.58. Влияние направлений проходки на возможность локализации выбросов, шахта Ье1сЬЬагс11.

.777 ■ 0.31761« . 7.SJSI«}>»2. 7.SU9« 5i»} »»1 . 0.»5

ис.59. Влияние СОг на предел прочего угля при сдвиге

Ркс.60. Взаимодействие между отношением (давление газа / гидро-' статический напор) и процентным содержанием СОг, пласт Bullí, диапазон глубины 450-520 м.

лирующего выбросы, может быть предсказано путем исследования направления напряжения и кливажа угля. (Рис.58) Эта модель охватывает почти 90% выбросов, исследованных на угольных шахтах Leichhardt. Из 185 исследованных выбросов 162 подходят под эту модель.

3.3.1 Влияние геомеханической среды на выбросы

Исследования были проведены на образцах, взятых на некоторых шахтах Австралии и за океаном. Были проанализированы различные факторы, которые предположительно влияют на условия выбросов и которые заранее применялись для определения приближающегося выброса. Очевидно, что эти факторы не могут быть рассмотрены отдельно, но они могут быть объединены в группы. Переменные параметры, которые были исследованы, приведены ниже [ 67):

(а) Предел прочности при одноосном сжатии, полученный из испытаний образцов неправильной формы.

(б) Физические свойства, такие как объемный вес, размер зерна и пористость, площадь поверхности, размер пор и распределение пор.

(в) Индекс отскока Хаммера Шмидта.

(г) Энергия поверхностного разрушения.

(д) kt, Ар и экспресс-Ар индексы, индексы отношения адсорбции/ десорбции.

(е) Производительность адсорбции газа.

Тесты показали, что плгсты, подверженные выбросам, имеют более низкий предел прочности при одноосном сжатии (одноосном напряженном состоянии), низкую энергию поверхностного разрушения, более "низкую пористость и меньший средний диаметр пор, более высокую внутреннюю площадь поверхности, более высокую потенциальную адсорбции газа и повышенные значения kt , Ар и v. При большом количестве замеров были сделаны предсказания для новых разрабатывающихся полей компании Utah Development, арендующей пласт Goonyella. Критерии прогнозмрорания обобщены в таблице 8.

3 течение этих испытаний следует отработать ряд новых методов^ Эти методы следующие:

Таблица 8

Критерии прогнозирования условий выбросов на шахтах

Параметры Значение

Предел прочности сжатия Отношение ( ■ - ..... - - - ) Вертикальное напряжение < 1,2

Энергия поверхностного разрушения угля, эрг/см < 1, 5X10®

Видимая пористость Отношение ( —) Реальная пористость < 0,5

Средний радиус пор < 0,005

Содержание газа, м3/т Отношение изменения скорости десорбции (для СН4 ) > 7 (ДЛЯ СОг ) > 10 (ДЛЯ СН4 ) > 0,75

(Давление газа/Эквивалентная гидравлическая глубина) > 0,6

Наличие геологических аномалий Зоны сдвига Возвратные сдвиги и зоны давления, вызывающие выбросы

(а) Прогнозирование предела прочности одноосного сжатия угля на кастах, основанное на методе отскока Шмидта Хаммера.

(б) Разработка метода измерения энергии поверхностного разрушения для образцов угля с использованием модифицированного теста удара молотка [ 54, 56, 66].

Почти все оборудование, необходимое для различных испытаний по определению склонности угля к выбросам, было разработано непосредственно автором и изготовлено СБто Отделом по Геомеханике (бывший Отдел Прикладной Геомеханики).

Главные выводы этих исследований следующие: 1. Физико-механические свойства районов, где случаются выбросы, или склонные к выбросам, отличаются от тех, где не бывает выбросов. Для мест выбросов значение пористости ниже. Значения энергии поверхностного разрушения для образцов,.взятых кз мест выбросов, ниже, чем тех, которые взяты из мест, не подверженных выбросам.

2. Исследования, проведенные относительно выбросов СОг.показали, что СОг уменьшает напряжение сдвига угля почти на 25% при высоких давлениях (28 бар) (Рис.59) и проницаемость угля становится ниже на 25% [77], что приводит к более высоким градиентам давлений и, следовательно, к очень высокой опасности выбросов [.115].

3. Более высокая внутренняя поверхность, пониженная пористость и более спабое влияние размера пор блестящих углей по сравнению с матовыми углями указывают, что структура угля, склонного к выбросам, отличается от не склонного к выбросам угля. Более высокая частота выбросов может быть связана с углем, имеющим более высокий процент блестящих прослойков. Из этого также вытекает, что теория включений применима для различных условий и может объяснить большинство происходящих выбросов. Эта теория, однако, должна также учитывать множество и других геологических аномалий.

4. Индекс отскока Шмидта Хаммера и метод испытаний образцов неправильной формы, разработанный в этих исследованиях, может быть исаользован для определения предела прочности одноосного сжатия и Модуля Юнга для угля. Оба эти метода дают сравнимые результаты, которые согласуются с результатами образцов правильной формы. Этот метод легче и дешевле тех, которые обычно используются и может применяться для характеристики угольных пластов.

5. Сравнение размера пор австралийского угля с европейскими и канадскими углями показывает, что австралийские угли имеют меньший средний диаметр пор (Таблица 9). Самый меньший диа-

j

метр был определен для углей Leichhardt, которые больше всех подвержены выбросам.

б;. Давление газа на месте может быть принято равным 0,6 - 0,9 от гидростатического напора по глубине. В исключительных обстоятельствах эти значения могут меняться. Это особенно сильно проявляется, когда угольные пласты залегают близко к выходу

Таблица 9

Средний диаметр пор угля. Методика врезания Меркури при давлениях (1 килобар - 4 килобара)

Страна Шахта Угольн пласт Сред.диаметр пор Условия выбросов

Размер (мкм) 4V ( ) А (мкм)

Австралия Utah Middle 0,0052 0,0192 Возможность вы-

Goonyela бросов

Австралия West Cliff Bulli 0,0052 0,0553 Выбросы в зоне

нарушений

Австралия Leichhardt Gemini 0,0038 0,044 Сильные выбросы

Австралия Collins- Bowen 0,0052 0,0225 Выбросы при

ville сдвигах

Польша Nova Ruda 304 0,0092 0,037 Выбросы

Польша Nova Ruda 415 0,0094 0,060 Выбросы

Польша Nova Ruda 410/2+ 0,0089 0,063 Выбросы

Польша Nova Ruda 412

Канада Номер 5 Пласт 4 0,0085 0,093 Нет выбросов

Chan.Samp

Великобр. Pt.of Ayre 0,0081 0,078 Нет выбросов.

легкое выделен.

Великобр. Cynheidra Big Ben 0,0086 0,0527 Выбросы в лавах

пород на поверхность или заполнены газом вулканического происхождения (таким, как С02 ) или под влиянием других геологических нарушений. Если присутствует газ С02, то давление газа ниже при той же самой глубине (Рис. 60). 7. Классификация угольных пластов на восприимчивые и невосприимчивые угли не возможна только по единственному параметру. Важно также определить все параметры и долю влияния каждого из них. Давление газа, состав газа и проницаемость имеют первостепенную роль, следующим по важности будет соотношение предела прочности и напряжения. АР, кс и Ьг изменяются в широких пределах для различных .районов угольного пласта. Это очень существенно и каждый район необходимо исследовать отдельно. Подробности исследований на угольных упомянутых шахтах даны в работах [ 54, 56, 57, 59, 66, 67];

3.3.2 Методы предсказания выбросов

В этом разделе рассмотрены детально два метода. Самые значи-

иые результаты приведены ниже.

(X) Использование изотерм отношения адсорбции/десорбции

а) Для изучения характеристик соотношения адсорбции к десорбции было разработано специальное оборудование (Рис.61). Первым параметром, рассмотренным в этом исследовании, был экспресс-индекс Ар. Этот параметр показал, что хотя этот индекс может изменяться для различных углей, взятых из различных пластов, он не может быть использован для различающихся углей с одних и тех же пластов. Подобным образом, значения Kt , используемые за океаном для предсказания приближающихся зон выбросов, не изменяюся для углей, взятых из различных мест одного и того же пласта.

В таблице 10 показаны некоторые результаты, полученные на различных участках шахт Leichhardt, West Cliff и Cook. Очевидно, что этот индекс не может быть полезен для предсказания выбросов.

б) Была проанализирована адсорбция газа в уголь при особых условиях (вводилось определенное количество газа в предварительно вакуумированнуо камеру). Было определено, что падение давления в камере можно выразить уравнением (Рис.62):

= Рэ - СР0 О 1п^+1). (30)

где Р, - давление в камере в определенное время ^ Рд - первоначально созданное давление, t - время проведения эксперимента (замера адсорбции), С + й - константы, зависящие от типа газа,

(С ■ 1-8,0 : 0 = 0,1-0,7). Длл заданного первоначального давления константы С и О для СН4 ниже по сравнению с подобными испытаниями, но с использованием С02 и К20 (Рис.63), из чего можно предположить, что адсорбция СН4 ниже, чем С02 и N<>0. Изменение соотношения количества газа (двуо-

Резервуар с газом Вакуум-насос

4-путевой поворотный золотник

Угольный образец

Преобразователь давления

Манометр

Вахуум-прибор

Самописец

Осциллоскоп

• Манометр

• Контейнер с запорными кранами

?ис.б1. Общая схема установки оборудования для изучения адсорбции/десорбции на угольных образцах

Рис.63 Значения коэффициентов адсорбции С и D образец 2ú

Таблица 10.

Значения экспресс-индекса Др для различных районов

Шахта Рай Испо- Значение Примечание

oh льз. эксп-

газ ресс-Др

West 1 n2o 85,06

Cliff 2 82,12 10 метров от выброса

3 89,5 Район угля, склонного к выбросам

4 81,56 5 метров от выброса

West 1 CH4 117,68 Район отсутствия выбросов

Cliff 2 117,95 10 метров от выброса

3 113,46 Район угля, склонного к выбросам

4 121,91 5 метров от выброса

West 1 со2 86,9 Район отсутствия выбросов

Cliff 2 92,03 10 метров от выброса

3 89,55 Район угля, склонного к выбросам

4 81,68 5 метров от выброса

Leich- 1 NZ0 74,99 Район отсутствия выбросов

hardt 2 74,99 Слабые удары или выбросы

3 69,12 5 метров от выброса

4 80,28 Район угля, склонного к выбросам

West 1 h20 71,13 Слабые выбросы, как исключение.

Cliff 1a 79,56 случаются, но официально не

2 78,32 зарегистрированы

Таблица 11.

Соотношение (С02/СН4), адсорбированное за различное, время t, секунд ( Р0 = 200 кПа)

секунд t=10 t»60 t=600 t=iooo Среднее

Район 1 (Нет выбросов) 3,28 3,28 3,31 3,28 3,29

Район 2 (10 м от выбр.) 3,13 3,13 3,13 3,13 3,13

Район 3 (Выбросы) 2,40 2,40 2,40 2,17 2,35

Район .4 (5 м от выбр.) 2,50 2,50 2,53 2,53 2,53

кись углерода / метан) для первоначального давления в 200 кПа в зависимости от времени замера адсорбции приведено в таблице 11. Это соотношение различно для различных районов. Самое низкое соотношение - для района 3 (район выброса) и самое высокое - на большом удалении от района выброса). Можно предположить, что это может быть еще один метод дифференциации угля, склонного к выбросам, и угля, не склонного к выбросам.

в) Количество газа, содержащееся в образцах угля определенного состава, было десорбировано в лабораторных условиях в трубе де-сорбометра. Испытания воспроизводили условия, когда образец угля отделяется от забоя и замеряется десорбция. Результаты показали, что десорбция может быть представлена уравнением типа

In Vstp = а + K'ln(t+1), (31)

значение в куб.см/галлон STP; время, секунды;

постоянная величина для короткого промежутка времени.

Значение К' , полученное у углей, склонных к выбросам и не склонных, становится яено выраженным, когда интервал между отбором образца и началом испытаний сокращается до 1 минуты. Для интервала 1 < t < 10 минут наивысшее значение получено для района наибольшего удаления от зоны сдвига и наименьшее - на расстоянии 5 метров от зоны сдвига.

Однако, использование значений К' для образцов, взятых с-различных расстояний от района выброса из двух различных слоев пласта Bulli на шахте West Cliff, показало, что этот параметр не достаточно точно предсказывает выбросы (Рис.64).

г) Анализ кривой адсорбции (давление газа менялось в закрытом сосуде) показывает, что скорость адсорбции за более длинный период времени является параметром микропроницаемости угля и определяется внутренней структурой угля. Индекс Lj, использованный в работе

где Vstp -t

К'

:б8], был определен как скорость падения давления за 300 и 600 се-сунд из уравнения

Р3 0 0 ~Р600

Ч--. (32)

300

где Р300 и Р600 = Давление (кПа) через 300 и 600 секунд при первоначальном давлении 200 кПа.

Значение Ц чувствительно к первоначальному давлению и размеру фракций, но зтот индекс почти не зависит от размера зерна для фракций > 0,25 мм. Используя этот метод, можно определить разницу между участками, но при приближении к зоне сдвига нет даже незначительных отличий (Рис.65).

д) Еще один индекс, который называется индекс Ц, основывается на десорбции и представлен степенным коэффициентом в уравнении вида

0 = 0 (Ь) (33)

Этот индекс был исследован и, будучи определении для фракций большого размера у матовых углей, показал различные результаты для

: < Зона сдвига

6 б 10 12 К 16 18

Расстояние от зоны сдвига (м)

-I

Рис.64. Изменчивость значений К' для образцов при приближении к зоне сдвига, шахта West CHIT (десорбция метана СЩ)

10 см над группой M-N (waT„„,

---------- *°aiJeyrj,„)

группа M-N

6 Г 10 17 u 16 11

Расстояние от зоны сдвига (м)

-J 20

Рис.б5. Изменение значений Li при приближении к зоне сдвига, maxTa'Wsst Cliff (десорбция метана СН4, образцы взяты с группы M-N панели 211, проход 10)

• цельные \ матовые угли

• »•■} блестящие углн

"I

„ ' Расстояние от зоны сдвига (м) Зона сдвига у '

Рис.66. Различия з значениях Ьг при приближении к зоне нарушений (образцы 61-68 группы М-М, фракция от 0,5 до +0,25 мм; образцы 52-60, матовые угли, цельные размером +6 мм и фракции от 0,6 до +0,25 мм, пласт ВиШ, шахта \Vesl СИП), секция 21 ¡, 10 проход.

образцов, взятых на различных расстояниях от зоны сдвига (Рис.66).

Определение значений Ц и Lg и их важности открывает новую область, которая показывает возможность определять расположение мест выбросов заранее путем отбора образцов правильной формы.

е) Использование замеров давления газа

Замеры давления газа первоначально были сделаны с использованием одинарной закладочной машины, а позже - с использованием строенной системы закладочных машин, разработанной автором для исследований на шахте West Cliff. Результаты замеров показали, что одинарный 1-метровый закладчик дает худшие результаты.

Изучение давления газа показало, что метод также может быть полезен для предсказания имеющихся зон сдвига (Рис.67) в угольных пластах, так как проницаемость угля со сдвигами отлична от угля без сдвигов (Рис.68). Значения давления газа неразработанного угля зависят от глубины и физических свойств угольного пласта, расстояния от выхода пласта на поверхность и типа угля (степени углефика-ции). Однако, достоверная оценка может быть сделана с допущением, что давление газа равно 0,6-0,9 от глубины водяного столба.

Изучение горного давления было использовано для определения зон тещиноватости вокруг забоя выработки. Результаты показали, что трещины различны, но увеличиваются на расстоянии примерно 6-8м от места выемки угля и что самая лучшая длина ставов трубопроводов, должна быть около 9-12м. Используя эту систему на шахте West Cliff, была получена чистота метана до 85 % и более при всасывании давлением до 35 кПа.

ж) Пригодность геофизических методик

Были проанализированы обыкновенное бурение и геофизические методы по данным шахт для того, чтобы, на сколько возможно, определить структуру. Статистический, анализ результатов приведен в таблице 12 [ 116].

з) Были проведены исследования на шлифованных образцах, взятых на различных расстояниях от зоны сдвига. Также было подсчитано число трещин длиной более 10 см на площади 50 см2. Эти результаты показывают, что есть определенные изменения количества трещин [68] в угле при приближении к зоне сдвига. Прослойки матовых углей

Рис.67. Изменение давления газа вблизи зоны сдвига

Зона сдвига

Расстояние от зоны <

Ц7. -

Трещины. 1 __

Рис.68. Рост числа трещин при ■ приближении к зоне сдвига (Полированные образцы, группа матовых углей)

Таблица 12.

Возможность предсказания структур, предраспологающих к выбросам, на пласте Bull!

Метод / / Размер сдвига Возможность выявления

> 5 м 1-5 М 0,1-1м < 0,1м

Бурение внутри пласта 1,0 0,75 0,50 0,1

Поверхностное бурение 0,02 0,02 0,01 0,01

Поверхностная сейсморазведка 0,5 0,02 0,00 0,01

Сейсморазведка внутри пласта 0,8 0,70 0,15 0,00

Радиотепловых изображений 0,95 0,80 0,5 0,02

дают большие значения (Рис.68). Как исследование полей, так и групп шлифованных образцов показывают устойчивую тенденцию изменения плотности с расстояния 20 м от зоны сдвига. Данные по блестящим углям не учитывались.

3.3.3 Предельные значения параметров для безопасных горных работ на угольном пласте Bulli

Предельные значения для безопасных горных работ на пласте Bull! были определены с учетом значительного числа замеров [115 и также -7] и уже стали промышленной нормой (Таблица 13) и были приняты фактически всеми шахтами, разрабатывающими пласт Bullí на южном побережье NSW.

Таблица 13.

Предельные значения для безопасных горных работ на пласте Bull!

Метан Двуокись углерода

Условия Содержа- Давление Содержа- Давление

ние газа. газа, ние газа. газа.

куб.м/т кПа куб.м/т кПа

Для нарушенных углей

■ или наличия прослой- 8 700 4 400

ков

Для ненарушенных уг-

лей или без включе- 10 1000 7 700

ний

3.4 Дренаж газа из пласта

В Австралии официально считалось, что пласт Bulli может быть дренирован успешно [60]. / Более ранние исследования, проводившиеся почти 16 лет (1962-1978), показали, что низкая проницаемость не позволяет успешно дренировать газ из пласта. Был разработан уникальный метод, основанный на замерах давления газа на различных расстояниях от др&нажной скважины (Рис.69), для оптимизации расстояния между скважинами. Также было разработано специальное оборудование для замеров давления газа. Были определены полевые параметры и они в 100 раз превосходили лабораторные значения [77]. Исследования показали, что диаметр скважины не является важным фактором дренажа газа. Для определения полевых параметров значений, получаемых из кернов,'была разработана новая модель, которая позволила определить,что!диффузия газа из угля не постоянна, зависит от давления и может определяться уравнением D = D0 ( P/Ps )х (Рис.70). Лабораторные данные подтвердили,что проницаемость растет при повышении давления, показывая эффект Клинкерберга, но уменьшается при увеличении напряжения (Рис.71).

Для определения по месту проницаемости и относительных характеристик дренажа газа в зависимости от расположения скважин и времени были использованы соответствующие численные методы (SIMED и COALGA3) [-6,-16]. Было определено и официально установлено, что высокое давление на всасе значительно увеличивает поток газа (Рис.72). Для подтверждения этой концепции проводились полевые испытания и было установлено, что соотношение между давлением всаса и дренажем газа имеет вид : [60,77]

Q = Q0 + XS , (34)

где 0 - расход, литров/день/метр, х - давление всаса, мм рт.ст., Q0 - первоначальный расход без всаса, S - константа ("3,1 +-1,17),

Ь"ил разработан специальный способ уплотнения дренажных скпа-жин для того, чтобы свести к минимуму утечки. Путем замера давле -

Панель 440 I закладчик

Ч

■1.1-.-1

¥

|1 0,15 дней |2 4,М дней

13 11,73 дней

14 17,17 дней

15 22,73 дней

16 35,73 дней

Ч-г---1-—I--

Расстояние от дренажной скважины, к Первоначальное. ..о. >« м^^^4™*'

давление

1.л:

у 10' ап*/* 10Р/РЭ ст:Л

Время, 10 С

Рис.69. Изменение давления газа на различных расстояниях от дренажной скважины

Рис.70. Данные, подтвержденные аналитическим решением Кранка

Рис.71. Проницаемость угольного Рис. 72. Влияние всасывания на поток

образца (образец N 2 - МВ), как газа из скважины 304-29, пробуренной

функция эквивалента среднего абсол. 4/12/79, замеры проводились 12/12/79,

давления газа (метан СШ) глубина 90 м.

ния газа были определены зоны трещиноватости, которые составляли 6-8 м. При использовании этого метода чистота метана свыше 85 % достигалась при давлении всаса до 35 кПа (Рис.72).

'Впервые эта методика была введена на шахте West Cliff на пласте Bulli [62], где по дг.нным произошло почти 250 выбросов. Был разработан метод последующего и опережающего дренажа и сейчас он распространен на многих шахтах южного побережья. Предварительный дренаж на пласте Bulli сейчас - это стандартная практика. Он также является методом контроля выбросов на пласте Bulli [58].

Геологические аномалии оказывают большое влияние на поток газа. Зоны сдвига увеличивают расход в 4 раза [58,60] (Рис.73) и сухое бурение - в 7-12 раз [-1]. Было определено выражение расхода газа из скважины, описывающее зависимость, полученную экспериментально

(C+Qod)t

tí = Qo e , (35)

где Q = расход за время t;

Q0 = первоначальный расход, литров/м/день;

t = время, дни;

С и D = константы.

Расположение скважин также влияет на расход газа и данные даны на рис.74. Стандартное расстояние - 18 метров и оно определяется временен, приемлемым для предварительного дренажа (90-120 дней).

3.5 Остаточный дренаж газа

Остаточный дренаж газа выработанного пространства лав на шахтах Австралии составляет 60-75 % от всего газа, выделившегося на тонну добычи. Увеличение эффективности дренажа газа выработанного пространства - важная задача, подлежащая тщательному исследованию.

Остаточный дренаж сокращался при применении скважин как в почве пласта, так и на поверхности. Скважины в кровле пласта не применялись, так как больше нет пластов, лежащих выше пласта Bulli, которому посвящена большая часть настоящей работы.

При проектировании скважин в почве пласта были учтены геотехнические факторы. Доказано, что скважины должны пересекать как

можно больше стыков блоков, образовавшихся при сдвигах. Поэтому серии экспериментов были посвящены определению оптимальных направлений. С геотехнической точки зрения было определено, что скважины, расположенные под прямым углом к главному стыку блоков, дают наивысшее газовыделение. На рис.75 показаны эти результаты [79]. Это также подтвердило, что до тех пор, пока имеет место релаксация, выделение газа очень слабое. Исходя их пиковых значений потоков газа был определен угол трещин в почве, который составил около 41,6 градусов. Это было использовано в дальнейшем повышении эффективности дренажных скважин.

Много раз приходилось принимать компромиссные решения при выборе наилучшего направления с геотехнической точки зрения и с точки зрения расположения зон релаксации за продвиганием забоя. Скважина должна быть расположена в зоне релаксации и под наибольшим углом к стыку блоков. Промежуточное решение должно быть определено из полевых испытаний. Иначе падение эффективности дренажа будет огромным. Рис.76 показывает среднюю скорость потока метана при большом количестве замеров, взятых из скважин позади забоя. Угол 12 градусов, очевидно, является наилучшим и он расположен под углом 72 градуса к главному стыку блоков.

Были исследованы поверхностные скважины и подсчитано их влияние на добычу газа. Определено, что первая скважина, пробуренная с поверхности, дает максимальную производительность, почти в три раза превышающую последующие скважины (Рис.77) [-9]. Главным образом это явление можно объяснить тем, что первая скважина имела эффективную поверхность, в три раза большую, чем другие скважины.

Выделение газа при последующем дренаже связано не линейно с производительностью добычи. Полное выделение газа (ОЪ) и дренаж (Ой) связаны с производительностью формулой экспоненциальной зависимости

-5,396 х 105 Р = 362,75 е (36)

-6,075 х 10"5 Р Од = 190,56 е , (37)

где Р = недельная добыча, тонн;

= полное выделение газа/тонла добычи;

н lo i. j: is js )t y » л m .1 .1 и u

Скважина N

e-f

§ Í

§1 Й -

Расстояние между скважинами 12 м —¡—'18 м i

j,-„ .•.-.;... •°f- "л.."''.:-: -л. i.

i. у..'

Номер скважины Расход iipn: иакууми- замерах свободном истечении ponaiuui через

Рис. 73. Расход газа из скважин и расположение зон сдвига

Рис. 74. Расход из скважин пласта Bullí, лава 1, диаметр скважины 50 мм

между скважинои и лавой, градусы

Рис. 75. Влияние ориентации скважин в почве пласта на раскол газа, лава 1, шахта Vest Cliff.

Рис.76. Влияние расположения скважины и максимальный расход из скважин ь почве пласта

¥

Л,

! к-,, \

$а 1?1

$ В 4 2 5 0 1М

»0 I? «

: : 2 О' II 1-0

О*

^ I *

5 • :

о

К 10

Температура адсорбции 20°С десорбции 25°С

А

X.

Расстояние до лапы, м Рис. 77. Расход из поверхностных скважин при отработке лапами обратным ходом.

Прим.: расход из первой скважины > М

^Скважина N 2 ^•^^Раздроблсншй^^^?--»

* образец Скважина N 3

и

о 0 о

н <м;-

О | _ ".-'-Скважина N4

О Ю 30 30 40 »

Время, дни Рис. 79. Изменение в составе газа, выделяющегося из скважины вдоль пласта с течением времени.

Начальное Конечное Размео частиц давление давление

1-4 • 150С \Га 4 00 и»

А 2 в • 3 о-т 1 ЮС к Ре 3 20 1 Го

0 5ч> • И'З«* ИОС 1 Ра 380 ЬР«

- Кривая адсорбции

---Кривая десорбции

---Вход

С 20 4 0 СО 90 1С0 110 :<0 1о0 1В ^ 300 210 240 300 310 200 330 340 ЗЛО

Время, мин

Рис. 78. Изменение состава смеси со вре»^. адсорбции и десорбции угля

Qa = дренаж газа/тонна добычи.

Это объясняется тем, что газ продолжает выделяться из выработанных районов. Было установлено, что методы определения производительности газа показывают значения, которые соотносятся с уровнем добычи 60 ООО т и выше. Если выделение газа должно быть отнесено к меньшему уровню добычи, зти значения должны быть соответственно увеличены. В результгге был разработан новый метод предсказания выделения газа для угольных пластов [-33, -40, -58, -60,-62, -63]. Предсказанные значения имели отклонения не более 15% от действительных.

Газ, собранный не шахте West Cliff, используется на электростанции. Этот проект получил"Приз за Лучшее Инженерное Искусство. Работа также включала вопросы утилизации газовой смеси. [96].

З.ь Явление выделения смеси различных газов

На многих шахтах Австралии газ, находящийся в пласте угля, представляет собой смесь 1-02 и СН4 с содержанием С02 , варьирующимся от нескольких процентов до почти 100% в пределах небольших зон. Поведение газовой смеси в угле очень сложно, так как уголь представляет собсй молекулярное сито. Это является причиной проблем при отборе образцов, оценке состава газа и свойств газового потока в зависимости от изменения проницаемости угольного пласта и изменения состава газа. Доказано, что из-за эффекта молекулярного сита состав газа, десорбированного из угольного образца, будет непрерывно изменяться. Были проведены серии испытаний, в которых угольные образцы различного размера подвергались различным давлениям газа, смешанного в соотношении С02 и СН4 как 1:1. Измерялась адсорбция и десорбция газовой смеси. Результаты даны ка рис.78 [77 и 83]. Это ясно показывает, что хотя вводимый газ имел соотношение (СН4/С02) =1, адсорбированная в угле смесь газа имела соотношение меньше 1 и это соотношение уменьшалось со временем, показывая лучшую проницаемость С02 и более высокую скорость сорбции углекислого газа по сравнению с метаном. После установления равновесия, когда сбразец угля подвергайся десорбции, первый выходил метан, но соотношение медленно уменьшалось и по прошествии некоторого времени вышедший при десорбции газ содержал больше углекислого газа. По-

добный эффект наблюдался и в шахте (Рис.79). Такин образом, было доказано, что при единичном отборе образцов газа из скважины или при десорбции кернов оценка состава газа была бы ошибочной.

Теоретическая модель разработана на основе обобщения теории давления (Mayers, 1965, A.I.Ch.Engrs, том 2). Результаты исследований даны на рис.80 [77,83]. Этот рисунок показывает теоретическую кривую и экспериментальные точки, полученные для различных фракций газа при различном равновесном давлении (3686 мм рт.ст.), которые лежат очень близко к кривой. Таким образом, если угольный образец содержит 0,6 метана, то выделяющийся газ будет содержать 0,85 метана, т.е. богаче по содержанию метана.

Доля (фракция) углекислого газа н адсорбированной угольной фазе, а молей-"

Доля (фракция) метана п адсорбированной угольной фазе, молей' Рис. 80. Равновесие адсорбции и десорбции двойной смеси газа (метан + углекислый газ) на угле пласта Bullí, 20°С.

^ в

в ц

к й 4 е-

5 2

а-10

—»—Крепь N5 у.г.-)5.0.0Ь9и П-0.557 --»--Крепь N 50 а-2.21-о.г89» п-о.вбо -"■Крепь N85 У-2.Я-0.529.. И.0.775

........^' а ...!-

12 3 4 5 $

Добыча угля (проходов за смену)

Рис. 81. Концентрация пили в зависимости от добычи угля из лавы (поликрислалличсские резцы) Концентрация пыли(мг/м )

Глава 4

КОНТРОЛЬ ПЫЛИ ПРИ ОТРАБОТКЕ ЛАВАМИ ОБРАТНЫМ ХОДОМ 4.1 Введение

Одним из неудобств, связанных с высокой производительностью, является высокий уровень образования пыли. Введение добычи в двух направлениях в лавах Австралии сдерживалось особенно на Южном побережье шахт NSW, разрабатывающих пласт Bulli, высоким уровнем образования пыли на этих шахтах. Условия сильно ухудшались в результате применения предварительного дренажа, который уменьшал влажность и, таким образом, создавал условия для повышенного уровня пыли а забое. Предельно допустимый уровень 3 мг/куб.м превышался почти в £ раз (27%) на шахтах Южного побережья по сравнению с 4,5X на Северных шахтах.

Защите подлежат следующие концепции:

1. Глубокое резание острыми резцами (Поликристаллический алмазный ча конечнкк) уменьшает уровень пыли несмотря на то, что форма таких резцов близка к затупленным резцам.

2. Возможно пониженное давление орошения воды при использовании впитывающего эффекта угля, который увеличивает проницаемость.

3. Если уменьшить утечки воздуха с забоя и разработать системы, которые позволят создать заслонки (воздушный занавес) между забоем и проходом, - рассеивание пыли уменьшится.

4 Небольшие скрубберные системы (пылеуловители) могут быть применены для борьбы с пылью.

Исследования в этой области проводились как в лаборатории, так и в полевых условиях с главным упором на полевые исследования. [76,85,93,94]. Был опробован ряд способов/, некоторые из них совершенно новые. Краткое описание концепций, способов и результатов исследований приводится в этой главе.

.4.2 основная концепция

Для борьбы с пылью следует рассмотреть три принципа:

(а) Производство меньшего количества пыли посредством модификации

режущих систем

(б) Не допускать переноса пыли воздухом

(в) Удерживать пыль от проникновения в область работы людей.

Исследования проводились во всех трех областях. Все исследования прошли в одних и тех же условиях на шахте West CJiff, где условия добычи оставались постоянными. Пласт Bullí, разрабатываемый на шахте West Cliff, имеет мощность 2,3-2,6 м и залегает на глубине 460-480 м. Длина забоя 150 м и используется выемочный комбайн Anderson Strathclyde-AM500.

Измерения проводились с использованием закрепляемых приборов, таких как портативные приборы, установленные на режущем приводе. Для анализа результатов использовался гравиметрический метод.

Замерялось качество воздуха как у забоя при входе, так и при выходе до, во время и после испытаний. Данные по добыче были получены от шахты по каждому стволу, где проводились замеры.

Важнейшие моменты исследований описаны ниже.

4.3 Распределение пыли в зависимости от движения воздуха

Скорость воздуха и распределение его вдоль забоя не одинаково. Пыль, производимая на забое, движется вдоль забоя. Предельная скорость частиц пыли определяется соотношением

V/Vt = ( 1 - e"l/t ) (38)

Отсюда, когда t = 5Т, то V/Vt = 99,3% и частицы достигают своей предельной скорости. Из-за очень малого размера частиц пыли предельная скорость очень мала, ' отсюда падение концентрации в зависимости or расстояния до забоя очень мало (Таблица 14). Пыль мо-. жет перемещаться на большие расстояния, прежде чем изменится концентрация. Замеры показали, что отношение перемещения пыли и количества воздуха может быть представлено:

809,1 е °-012Vx

С =--, мг/куб.м (39)

Q

Перемещение пыли по забою лавы таким образом меньше 2%.

Таблица 14.

Свойства угольных частиц в вентиляционном потоке на забое • (высота пласта 2 ч, проветривание 1,5 м/с)

Диам частиц пь;ли мкм t, секунд Время дс предельн. скорости, 5Т, секунд Расстояние от появл. до точки 5Т, мм Предельная ско1 рость, мм/сек Потери концентрации на 100м пути,% Остановка при захвате вентиля цией, м

0,5 9,20x10" 4 4,60х10"3 3,28x10"® 0,009 0,03 1,38x10"3

1 3.68x10" 3 1,84x1О2 5, 30x10" 0,036 0,12 5,52х10~3

2 1,47x10" г 7,36x10 8,48Х10"3 0,144 0,48 2,21х10"2

3 3,31x10" г 0,1656 4,92x10 0,324 1,08 5,OOxlO"Z

4 5,89x10" г 0,2944 0,1357 0,576 1,92 8,83x10"2

5 0,092 0,4600 0,3312 0,900 3 0,138

10 0,368 1,8400 5,2992 3,600 12 0,552

20 1,472 7,3600 85,023 14,44 48 0,208

30 3,312 16,560 429,24 32,40 100 4,968

В соответствии с приведенным выше уравнением ясно, что скорость зоздуха (Q) очень важна. Подземные замеры в лавах показали, что утечки воздуха вызваны ростом концентрации пыли [ 105,113]. Лучшая система борьбы с пылью га, которая позволяет уменьшить до минимума утечки воздуха на забое. Измерения также показали, что можно выделить три типа утечек:

Тип 1 Утечки происходят при первых нескольких заслонках и возвращаются при достижении последних нескольких заслонок

Тип 2 Утечки от первых нескольких заслонок возвращаются медленно вдоль линии забоя

Тип 3 Воздух утекает непрерывно вдоль забоя и возвращается от последних нескольких заслонкок в конце лавы у штрека

Третий тип дает наихудшие условия борьбы с пылью [105,112]. Результаты замеров пыли вэ время различных операций на забое показали, что наибольшее количество пыли - до 10 мг/куб.м - образуется во время циклов резания и достигает максимума в 30-40 м за комбайном. Во время цикла уборки уровни пыли составляют 2-2,5 мг/куб.м через 10-15 м за комбайном. Между различными операциями на забое - резании и уборке - образуется наибольшее количество пыли и ото приходится на 30 % времени рабочей смены, но из-за передвижения заслонок комбайн и оператор заслонок подвергаются наиболь-

шему уровню пыли.

4.4 Использование поликристаллических (ПДК) резцов

Конструкция режущего элемента очень важна, так как он должен оставаться острым, минимально энергоемким, обеспечивать глубокий рез и производить мало пыли. Лабораторные и полевые испытания проводились с использованием ПДК резцов и штыревых резцов . Результаты показали, что ПДК резцы производят почти на 40 % пыли меньше [111,95].

Таблица 15.

Сравнение пылеобразования мг/куб.м резцов ПДК и штыревых

в забое лавы 12, шахта West Cliff

Тип резца № 5 № 50 № 85

Штыревые 0 1,89 4,04

Поликрист.алмаз.резцы(ПДК) 0 1,09 2,55

Исследования также показали, что пока есть приемлемая корреляция между добычей и пылеобразованием, соотношение не пропорционально (Рис.81 и 82), но линейно. Пылеобразование нарастает быстрее у штыревых резцов, чем у ПДК. Резцы ПДК производят пыли на 40 X меньше (Табл. 15). Следовательно, глубокое и быстрое резание дает меньшее пылеобразование.

Сравнительное изучение стоимости ПДК, штыревых и радиальных резцов показано в таблице 16. Резцы ПДК вполне сравнимы с радиальными, но значительно дороже штыревых резцов. Лабораторные испытания показали, что резцы ПДК также меньше нагреваются при трении о породу благодаря лучшей теплопроводности (Рис.83), меньшей удельной энергии (Рис.84) и меньшей концентрации пыли и имеют такое Же соотношение разкера и глубины и при этом меньшее режущее усилие.

Для новых ПДК даны предварительные данные. Данные об экономии времени даны в сравнении с радиальными резцами.

•г -ю -

—»-КрепьЫ5 Y.uu7:.o.i7j7j> к.о.731 KpCIIl»N50 YO S7JK.I).13436» R.U.bltí Крепь N 85 y»5.i.i*i.i>.330)ii» к==о

012345678910 Добыча угля (проходов за смсиу)

Рис. 82. Концентрация пыли в зависимости от добычи угля из лавы (Штыревые резцы)

о

во -70 -

Число резцов = 159

—•— Утерянные резцы -о— резцы ПДК 1 класса износа — резцы ПДК 2 класса износа резцы ПДК 3 класса износа

100 200 300 400 s 0 0 600

Добыча угля (1000 тонн)

Рис 83. Износ резцов ПДК и возможность утерь в зависимости от добычи угля

- Ill -

резцы ПДК •

* 1 класса износа

9 2 класса износа " 3 класса износа

з ** • Л * о «„а. .

• • •

1 .

3.0 -2.0

Добыча угля (хЮОО тонн)

Рис. 84. Износ rfo л »кристаллических резцов

б людском проходе без заслонки там же, с заслонкой 500 мм фронтально стойке крепи

Номер секции крепи от основного штрека

Рис. 85. Средняя скорость воздуха в лаве II, West Cliff

Зона установки заслонок

/

/

-заслонки открыты -заслонки закрыты

10 зо 10 «О 10 •« 70 10

Номер секции крепи от основного штрека

Рис. 86. Концентрация пыли в лаве 8, воздушные заслонки установлены на секциях крепи 12,14,16,18.

очистной забой

0>_, Q, . 1' "

'ЫЪг' tr

N. 1 I No.l N.. N

Рис. 87. Система скрубберов для подавления пыли в очистном забое.

Таблица 16.

Сравнительная стоимость резцов ПДК и других типов

Тип ре'зца Период Число исполь зов. резцов Цена, А$ за резец Добыча, тонн Срок службы тонн/ резец Стоимость резания, А$/тон ЭКОНОМИЯ Времени

Радиальные 1987,81988,7 5675 26 1.333.999 лава 9,10 и 11 235 0,1106

Штыревые 1989,31989,4 251 21 195.667 лава 12 781 0,0269

Сущест вующие ПДК 1989,41990,1 485 125 566.899 лава 12 1169 0,1069 20мин/день или$15000/ день или 500т/день

Новые ПДК 75 1500 0,0500 ЗОмин/день или$21000/ день или 700т/день

4.4.1 Наблюдения по отказу резцов и расходу резцов ПДК

Все 564 резца были использованы в двух забоях. За исключением причин бесконтрольного повреждения резцов (удары об навес) и утери, все оставшиеся резцы были разделены на 3 класса по внешнему виду и износу (стертости). Некоторое отобранное количество резцов использовалось для определения износа методами контроля объема. Корреляция износа и добычи изучалась при помощи статистических методов.

1 класс отказов резцов

В этом классе поликристаллическая вставка частично или полностью повреждена, но вольфрамовая основа целая или слегка повреждена. Износ (уменьшение объема) меньше 15 милилитров. 88 резцов принадлежат классу 1. Средняя удельная добыча угля рассчитывается как

00

Р =» I Хк Рк - 106.110 (ТОНН), (40)

1=0

где Хк = вероятность при добыче х = Рк . Средняя добыча угля составит 884 .тонны на 1 резец.

Хотя тело резца или алмазная вставка повреждены, резцы 1 класса иогут еще быть использованы.

2 класс отказов резцов

В этом классе большинство вольфрамовой основы повреждено или сломано, ПДК диск фактически не существует и износ тела более 15 милилитров, но меньше 25. Удельная добыча составляет 174.519 тонн. Это дает средний срок службы 1454 тонны на 1 резец.

3 класс отказов резцов

В этом классе весь вольфрамокарбидовый элемент сломан и износ обычно более 25 милилитров. Удельная добыча составляет 131.832 тонн на резец. Это дает средний срок службы 1099 тонны на 1 резец. Эти данные ниже, чем по 2 классу резцов. Это предполагает, что отказов 3 класса может часто не быть благодаря более долгой работе резцов на режущем барабане комбайна, но больше благодаря внешним факторам, таким как утеря замка и последовательное изменение угла резания или благодаря погрешностям перекрытия крепи. Резцы при такой стадии износа короче и тупее.

Срок службы резца как функция добычи для различных классов отказов резцов был проанализирован с помощью статистики и результаты приведены на Рис.83. Износ и функции остаточного распределения определены и совпадают с кривыми следующим образом

Отказы 1 класса

27.990

У = 17,13 е Отказы 2 класса

У = 33,96 е Отказы 3 класса

У " 23,70 е Утерянные резцы

У = 20,48 е

54.643

р

1Г = 0,773

И2 = 0,833

-(

55.510

39. 304

-)

где У - распределение вероятности износа, X

0,900

И2 = 0,920

(41)

(42)

(43)

(44)

р

г

и

Р = общая добыча, тысяч тонн

Содержание выборки образцов резцов, на которых измерялся износ, приведено на рис.84. Износ резцов увеличивается в зависимости от глубины реза на 1 резец. Износ тела резца, очевидно, является главным фактором отказов резцов. Резцы отказов 1 класса имеют износ (потерю объема) меньше 5 милилитров, 2 класса - от 15 до 25 милилитров, 3 класса - более 25 милилитров.

4.5 Использование воздушных заслонок в очистном забое для контроля пыли.

Воздушные полосовые заслонки представляют из себя безлопастные, безмоторные вентиляторы без движущихся частей и приводимые в действие сжатым воздухом.Они обеспечивают заслон прямолинейного ламинарного потока воздуха.Принцип,положенный в основу воздушных заслонок,фактически тот же,что используется в форсунках,смонтированных на угольном комбайне,а именно-контроль пыли в забое и вынесение пыли за линию крепи.

При подземных испытаниях воздушные заслонки монтировали фронтально на левых стойках крепи,начиная с девятой секции,и устанавливали направление воздушного потока под углом около 15° к линии забоя. Как правило, на четыре воздушные заслонки устанавливали один воздушный фильтр. Каждая заслонка могла поворачиваться в разные стороны за счет шарового кулачка.

В момент,когда воздушные заслонки не работали, средняя скорость воздуха в людском проходе составляла 0,84 м/с. При работающих заслонках средняя скорость воздуха в людском проходе составляла 0,88 м/с, а в положении заслонки 500 мм к стойке крепи - скорость была 1.38 м/с [85,93,105] (рис.85). При установке заслонок между двадцатой и сороковой секциями крепи скорость воздуха была выше чем при отсутствии заслонок.Однако между пятой и двадцатой секциями крепи скорость воздуха с установкой заслонок была ниже, нежели без них.Эти результаты показывают,что в районе основного штрека (от основного штрека до 20-ой секции крепи) воздушные заслонки больше препятствуют движению воздуха к забою,что приводит к

прекращению локализации пыли в забое лавы.Установка воздушных заслонок между двадцатой и сороковой секциями крепи не дает эффекта из-за недостаточного давления воздуха,необходимого для работы "этих заслонок.

Первоначально испытания воздушных заслонок были проведены в лаве номер 8 с установкой четырех заслонок между 12 и 20 секциями крепи. Измерение пыли прибором Hund Sampler показали,что вполне возможно уменьшить уровень пыли до 40%. Содержание пыли в районе заслонок колебались в среднем от 7 мг/куб.м до 4 мг/куб.м (рис.86) .

В лаве номер 11 были установлены 23 воздушные заслонки фронтально на каждой второй левой стойке крепи, начиная с 6-ой до 50-ой секции крепи. Все заслонки устанавливались одновременно. Инсрументальные измерения концентрации пыли проводились прибором Simslin 2 и четырьмя гравиметрическими пылезамерителями фирмы Du Pont. Под наблюдением находилось 16 рабочих смен с установлеными заслонками и 11 рабочих смен без воздушных заслонок. Результаты измерений анализировались и приведены в табл.17. Уровни пыли там, где были установлены воздушные заслонки, значительно ниже , чем без их установки. Отсюда заключаем, что воздушные заслонки эффективны для контроля пыли.

Таблица 17.

Гравиметрические измерения пыли с установкой воздушных заслонок и без таковой. Лава 11. Шахта West Cliff

Парам. Произв. комб./ смен Конц. игр/ м. куб Результаты измер. в секц.крепи,мгр/м.куб.

секц 5 секц 27 секц 51 секц 80 зона one ратора

С воздушными заслонками

средн. знач. 1180,88 2,29 2,42+0,92 3,41+-. 0,92 4,33+1,13 5,31+1,61 3,87+0,99

Дисперсия 0,90 0,99 1,35 2,77 1,05

Выход пыли 0,00 0,99 1,91 2,89 1,45

Без воздушных заслонок

значение 1453,97 3,47 3,14+0,53 4,0+0,72 5,18+0,83 6,51+1,06 6,21+1,02

Дисперсия 0,30 0,58 1,76 1 ,25 1,15

Выход пыли 0,00 0,86 2,04 3,37 3,07

4.6 Применение водного нагнетания для.контроля пыли

В основу этого исследования легла разработка концепции нагнетания воды под низким давлением, что приводит к эффекту увеличения проницаемости угольного пласта [93,105]. В этом случае лава целиком подготавливается для водного нагнетания. В ситуации, когда забой лавы дренирован и отключены коммуникации для водного нагнетания, в течении нескольких дней бурится необходимое количество скважин для нагнетания. Последовательность операций при этом включает подсоединение скважины к водной магистрали (начиная с концевой части лавы) до тех пор, пока все скважины не окажутся под всасыванием. Как только вода появляется в соседней скважине линия всаса демонтируется и подключают водную магистраль. Путем контроля давления воды при входе в пласг угля (чтобы предотвратить подвижки пород лежащего и висячего бока пласта) достигается полное насыщение угольного блока. Ранее такие эксперименты проводились на небольшом участке лавы 9. Полномасштабные испытания проведены в лаве номер 10.

При водном нагнетании на шахте West Cliff использовали глубокие скважины, пробуренные для дегазации метана и расположенные по центру мощности пласта.Скважины бурились на всю ширину блока. Дегазационные скважины диаметром 75 мк бурились параллельно или с небольшим углом к линии забоя и перерекали его. Расстояние между скважинами было 12 м, а длина около 140 м. В пробуреную скважину помещали медную трубу длиной б к, диаметром 50 мм и на расстоянии от 3 до 6 м от устья скважины ее цементировали. Глубина цементирования зависит от геологических условий. В случае, если скважины пробурены поперек угольного блока, их цементировали на глубине 3 м от конца скважины с использованием закладочной машины. После зат-

вердевания цемента вода из шахтной сети нагнеталась под низким давлением (от 250 до 500 КРа). Вода подавалась в каждую скважину дотех пор пока, во-первых, не происходило смешивание с породой пласта, во-вторых, образовывались мелкие потоки воды, в-третьих, забой лавы достигал скважины.

Лава 9 была первой, где изучался эффект водного нагнетания. Интересовал тот факт, что нагнетание водой может вызвать дополнительные проблемы по контролю горной среды. Поэтому нагнетанию подверглась небольшая часть угольного угольного блока. Пять скважин были задействованы для нагнетания, однако лишь три из них не привели к течи и поломкам в шахтной гидросети. Вода подавалась по 100 мм трубопроводу в скважины через 50 мм отверстие.

Для замера пыли применяли прибор Simslin 2 и четыре устройства фирмы Du Pont. Результаты пробы пыли приведены в табл.18, 19. Несмотря на то, что средняя производительность в лаве, где применяли водное нагнетание, составила 2973,9 т/смену, что выше, чем в "сухом" забое, уменьшение концентрации пыли там было значительным. Средняя концентрация пыли на 5-ой секции крепи составила 1,80 мг/куб.м в "мокром" забое, что значительно ниже аналогичной концентрации в "сухом" забое (2,67 мгр/куб.м). В середине лавы (50-ая секция крепи) этот показатель был соответственно 3,24 мгр/куб.м и 4,87 мгр/куб.м. В зоне оператора комбайна средняя концентрация пыли также была значительно ниже в "мокром" забое (3,16 мгр/куб.м), чем в "сухом" (5,'43 мгр/куб.м).

Наблюдается сильная линейная корреляция между концентрацией пыли и производительностью лавы. В ходе горных работ как в "мокром", так в "сухом" забоях получены следующие соотношения: с водным нагнетанием

С = 0,93178 + 0,040640 N (R = 0,982), (45)

без нагнетания

С = 3,53820 + 0,026591 N (К = 0,998) , (46)

где, С - концентрация пыли, мгр/куб.м.

N - номер секции крепи, начиная от основного штрека.

Полный эксперимент был проведен в лаве 10. Размеры угольного блока: 600 м - длина, 152 м - ширина, 2,75 м - средняя высота. Расстояние между дренажными скважинами от 5,5 до 21,0 м. Глубина скважин - 150 м, диаметр - 75 мм. Под контролем находились 3 зоны действующей лавы 10.

Зона 1. Зона 1 представляла из себя 90-метровую секцию с шестью пробуренными вкрест простирания скважинами. Эта зона полностью подверглась водному нагнетанию. Управляющие датчики давления были врезаны в шахтную трубопроводную сеть. 25-ти миллиметровые гибкие рукава ограничивали скорость водного потока.

Таблица 18.

Гравиметрические измерения пыли. Лава 9. Шахта West Cliff.

Параметр Производительность тн/смен Результаты замеров, мгр./куб.м в секциях крепи Скорость воздуха, м/сек

N 5 N 50 N 93 оператор

зоны с водным нагнетанием

Сред.зн. 2973,90 1,80+0,39 3,24+0,63 0,17 4,57+1,10 0,45 3,59+0,98 1,35 12,81 1,79

Концентрация пыли 0,00 1,44 2,77 1,13

зоны без водного нагнетания

Сред.зн. 2318,5 2,67 4,87 6,01 5,43 -

Концентрация пыли 0,00 2,20 3,34 2,76

Зона 2. 90-метровая секция была отдалена на 100 м от концевого участка лавы. В пять скважин (расстояние между ними 18 м) подавалась смесь воды с поверхностно-активным веществом (ПАВ) . ПАВ ГоБе-со Dustallay добавляли в пропорции 3000:1 (последующие исследования показали, что пропорция необходима 1000:1).

Зона 3. Эта секция отрабатывалась без нагнетания. Фактически, предполагалось, что породы кровли и почвы пласта склонны к подвижкам, что могло быть инициировано водным нагнетанием. Это позволило изучить эффект водного нагнетания в. аналогичном угольном блоке.

Все инструментальные измерения.в трех зонах обработаны методами математической статистики, распределения пыли по лаЕё приведены

в табл.19,20.

Сравнивая зону 1 с зоной 2 (с ПАВ), видно, что водокасыщение пласта можно увеличить за счет применения ПАВ. Уровни концентрации пыли в зоне 2 значительно ниже, чем в зоне 1. Увеличение уровня влажности в зоне 2 до 1,43% также улучшает обзорность и соответственно производительность. Видимость забоя была настолько хорошей, что вся длина лавы просматривалась как с основного, так и с вспомогательного штреков.

Были получены результаты по достаточной корреляции производительности лавы и ее пылесодержанию. Хотя было получено немного данных по определению минимальной влажности, с точки зрения технологии работ общий уровень влажности принят 2-2,2% для контроля за пылью в условиях пласта Bulli.

Таблица 19.

Результаты эксперимента. Лава 10

Зо- Увели- Произ- Регрессионное уравнение кон- Примечание

на чение водите- центрации пыли

влаж- льность

ности, % т/смену

1 0,96 1664 С=1,58550+0,027121 N (R •=0,986) Л-номер

секции кре-

2 1,43 1419 С=0,92732+0,017487 N (R =0,987) пи от осно-

вного штре-

3 - 1257 С=2,04460+0,038691 N (R •=0,987) ка

Таблица 20.

Концентрация пыли в лаве 10 (с применением водного нагнетания и без него)

Место замера Средн.концентрация пыли,мг/куб.м Уменьшение концентрации пыли при водном нагнетании, %

С водным нагнетанием Без водного нагнетания

Зона 1 Зона 2 Зона 3 Зона 1 Зона

Секции

крепи N 5 1,80 1,04 2,35 23,40 55,74

N 50 2,78 1,75 3,60 22,78 56,00

N 93 4,19 2,58 5,47 23,40 57,47

В зоне

оператора 2,78 2,05 4,49 38,08 53,23

4.7. Математическое моделирование цикличного скруббера в очистном забое

Скрубберами в настоящее время наиболее полно оснащены проходческие комбайны, однако до сих пор они не нашли своего применения в очистных комплексах. Использование скрубберов на иных альтернативных комбайнах можно рассматривать как эффективный метод исследования и контроля пыли. Математическое моделирование показало эффективность использования цикличных скрубберов на очистных работах.

Основой математической модели стали результаты исследований пылесодержания на шахте West Cliff, Австралия. Для решения задачи факторного планирования эксперимента варьировались следующие параметры, характерные для условий очистного забоя [108, 109]: Cod = 1,02; 1,5; 2,0; 2,5...3,0 мгр/куб.м,

d = 0,5; 1,0; 1,5; 2,0; 2,5 мгр/куб.м, Qs = 1,0; 1,5; 2,0; 2,5; 3,0 куб.м/с, Qr = 10, 15, 20, 25, 30 куб.м/с, N = 10, 20, 30, 40, 50, Ц, = 120, 140, 160, 180, 200 М, п = 90X.

По степени важности с точки зрения концентрации пыли в вспомогательном штреке параметры заданы так: d - концентрация пыли в забое, N - число скрубберов, Qs - объем воздуха, подаваемый на скруббер, Qf - объем воздуха в забое, Lw - длина лавы, Cod - концентрация пыли в подающей струе воздуха.

С использованием модели (рис.87) получены распределения средней концентрации пыли в очистном забое. Математическое описание представлено в [109]:

п 03

где 0=1- - ,

01

Ц, - длина лавы, м,

- концентрация пыли на метр лавы, мгр/куб.м, п - к.п.д. скруббера.

С = Dn-1Cod + (

1 - Dn LyAd г

—:—) -+ ц - (n - 1)

1 - D N Qf L

(47)

(5а - объем воздуха, подаваемый на скруббер, куб.м/с, - объем воздуха, подаваемый на забой, куб.м/с.

Кривые распределения средней концентрации пыли в вспомогательном штреке в зависимости от числа скрубберов, находящихся в работе, и объема воздуха, подаваемого на забой, представлены на рис.88. С увеличением объема воздуха, подаваемого на каждый скруббер, концентрация пыли в вспомогательном штреке уменьшается. Минимальный объем воздуха, подаваемый на скруббер, должен быть 1,5 куб.м/с, чтобы концентрация пыли в забое была менее 3 мгр/куб.м. В случае, если объем воздуха на каждом скруббере будет меньшим, необходимо увеличить число скрубберов. Это достигается, если каждая забойная секция крепи оборудована скруббером.

Зависимость между концентрацией пыли в вспомогательном штреке и объемом воздуха, подаваемым в забой, представлена на рис.89. Когда в работе находятся менее 20 скрубберов, концентрация пыли уменьшается с увеличением объема подаваемого в забой воздуха. Когда в работе несколько скрубберов, увеличение объема воздуха в забое приводит к большому эффекту с точки зрения концентрации пыли в вспомогательном штреке. Однако, если задействованы более 20 скрубберов, объем воздуха в забое оказывает меньший эффект. Если же задействовано значительно большее число скрубберов, эффекта по концентрации пыли от объема подаваемого воздуха не наступает.

Зависимость концентрации пыли в вспомогательном штреке от соотношения (0з/0г) объемов воздуха, подаваемых на скруббер и в забой, показана на рис.90. В этом случае, концентрация пыли уменьшается с увеличением соотношения (03/0{), что предполагает уменьшение числа работающих скрубберов.

Выводом изложенного является следующее: использование скрубберов для уменьшения концентрации пыли в очистных забоях - есть эффективный метод. Число скрубберов, необходимых для рабо.ты, зависит от объема пылеобразования в лаве. Решение задачи методом факторного планирования эксперимента показало, что взаимосвязь концентрации пыли и объема воздуха в забое определяется двумя важными моментами. Концентрация пыли в вспомогательном штреке уменьшается с увеличением числа работающих скрубберов и объема воздуха, подаваемого на каждый скруббер. Концентрация пыли в вспомогательном штре-

число скрубберов

Рис. 88. Зависимость концентрации пыли в вспомогательном штреке от числа скрубберов.

10 1! .10 II 10 3 1

объем воздуха п забое, куб.м

Рис. 89. Зависимость концентрации пыли в вспомогательном штреке от объема подаваемого в забой воздуха.

О -—I-1----г—-1———

о.оо с.о: о.о« 0.01 о.оо о..о

соотношение / (^Г'

Рис.90.

Зависимость концентрации ныли » вспомогательном штреке от соотношения <2$ / (^г

ке также уменьшается с увеличением объема подаваемого в забой воздуха. Тем не менее, если в работе находится значительное число скрубберов, объем воздуха в забое не влияет на концентрацию пыли в вспомогательном штреке. Критическими факторами являются производительность скруббера, соотношение объемов воздуха на скруббере к общему объему подаваемого воздуха С/Ог) и число работающих скрубберов. Значения этих параметров должны быть, по возможности, высокими.

Глава 5

ОПТИМИЗАЦИЯ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ

5.1 Введение

Существующая технология отработки лавы обратным ходом требует проведения подготовительной выработки с наиболее высокой скоростью при минимуме технических средств, тогда как сменная производительность труда на этих работах продолжает оставаться низкой. В связи с этим анализ существующих систем разработки, возможность применения перспективных технологий и определение факторов, оказывающих решающее влияние на достижение высоких скоростей подготовки - является важной задачей. Из-за высокой стоимости очистного оборудования необходима оптимизация длины лавы.

В настоящее время нет общей модели, в которой бы оптимизировались подготовительные работы и длина очистного забоя. Началом таких исследований могла бы стать разработка обобщенной математической модели и компьютерная программа для инженерного проектирования и оптимизации системы в оперативном режиме.

5.2 Основные понятия

Основные понятия теоретической модели подготовительных и очистных работ представлены на рис.91 [100]. Модель построена с учетом технических и экономических факторов. Стоимостные данные взяты усредненными за три года (1987-90гг). Рассмотрено несколько различных систем и установлена зависимость стоимости подготовительно-нарезных работ с оптимизацией таких технических параметров как размеры целика, время установки крепи и т.д. Основное внимание уделялось скорости подготовки, т.к. это имеет решающее значение для шахт Австралии, где скорости подготовки значительно отстают от производительности очистных забоев; так на каждую рабочую смену в очистном забое приходится 3-5 смен в подготовительном забое. Некоторые основные положения приведены нике:

_ СТОИМОСТЬ ПОДГОТОВКИ-

лшость добычи угля, пансли/тн

не зависящие от длины лавы !

забойные затраты

зависящие от длины лавы — стоимость транспортировки

основное оборудование

— вспомогател! ное оборудование конвейер

транспорт

вентиляция, энергия, поддержан

-очистной комбайн -панельный конвейер -модернизация техники —система поддержания

забойная кре;1ь -система ЛИЗ

— освещение

—гидро- и энергокоммуникации -другие затраты: энергия, дренаж

— иные затраты

Рис. 91. Общие затраты, определяющие стоимость отработки панели.

длина целика, м

Рис. 92, в. Влияние размера целика на скорость подпигапия панели (стандартная система, 3 забоя).

50 10 00 110 130 150 1?0 ЮО

длина целика, м

Рис. 92, а. Влияние размера целика на скорость подзигания панели (стандартная система, 2 забоя).

длина целика, м

Рис. 92, с. Влияние размера целика на скорость нодвигания панели (стандартная система, 4 забоя).

Рис. 92, (1. Влияние размера целика на скорость подвигания панели (стандартная система, 6 забоев).

5.2.1 Оптимизация проектирования размера целиков

Наряду с входными параметрами базовой модели, на примере очистного забоя, были введены дополнительные параметры: ширина целика - 10...50 м, длина целика - 50...200 м, производительность комбайна - 5,22 тн/мин, скорость самоходной вагонетки (погрузки) - 1,54 м/сек, время разворотов - 5 сек, время крепления (5 анкеров) - 16 мин, время крепления кровли (2 штыря) - 4 мин, время вентиляционных и вспомогательных работ - 10 мин, шаг крепи - 2,25 м.

а) Сравнение различных систем разработки и проектирование целиков.

Математическое моделирование показало, что существует значительный разброс величин скоростей подготовки в зависимости от существующих и перспективных систем разработки даже для шахт с неблагоприятными горными условиями.

Исследования проводились для 2, 3, 4 и 6 подготовительных выработок при различных системах разработки [98]. Для сравнительного анализа размер целика выбран 50x50 м. Анализ показал, что с применением обычной системы с подвиганием забоя 39 м/сутки, эффект от уменьшения ширины целика минимальный, если не считать уменьшения времени крепления. Результаты моделирования четко показывают, что увеличение скорости резания с использованием современного оборудования (когда достигается двойная скорость резания) приводит лишь к экономии 7,8-10,8 % времени цикла, что определяет незначительное смещение оптимальных размеров целика в сторону нижней части. Применение бункер-вагона может увеличить скорость подготовки на 13 %, а непрерывного транспорта- на 8,31 %, в то время как при разработке сдвоенной панели скорость увеличивается до 89 %.

б) Влияние времени установки крепи.

Влияние времени крепления изучалось [110] на примере двух систем подготовки, как наиболее общих при системе отработки пане-

лей обратным ходом. Исследовались три варианта: 1- стандартная система с резанием и анкерованием, данные в табл.5.2.1., 2- система отработки сдвоенной панели, 3- система с непрерывным резанием и одновременным анкерованием. Влияние на скорость времени крепления для первых двух систем показано на рис.93. Подвигание забоя за цикл наиболее тесно связано с временем установки анкеров и, следовательно, если цикл крепления можно ускорить за счет применения новых анкероустановщиков, усовершенствованных анкеров,, то высоких скоростей отработки панели можно достичь независимо от объема и плотности крепления.

Влияние времени крепления для третьей системы является более комплексным (рис.94). Характер приведенной зависимости показывает значения, при которых скорость резания начинает определять скорость подготовки. Скорости резания и установки анкеров должны быть взаимоувязаны. Этой системой возможно достижение скорости отработки панели до 70 м в сутки при времени установки одного анкера 110 сек. Более высокие скорости подготовки требуют изменения технологии, существующей в отрасли на сегодняшний день.

с) Влияние размеров целика.

Результаты моделирования показали, что для каждой системы существуют свои оптимальные размеры целика. Результаты по стандартной системе для 2, 3, 4 и б подготовительных выработок представлены на рис.92. Эти результаты согласуются с тем, что высокие скорости отработки панели соответствуют определенным размерам целика. Увеличение скорости отработки панели на 10-30 % зависит от схемы расположения подготовительных выработок, а ее увеличение до 50 % возможно за счет оптимизации размеров целика. Причем для узких целиков их длина является не столь определяющей величиной, нежели для широких целиков. Ширина и длина целика выбирается не только с точки зрения одних геомеханичёских параметров.

5.2.2 Оптимизация длины лавы

При оптимизации длины лавы применяют некоторые допущения, которые зависят от выбора критерия оптимизации. Такими критериями могут быть:

S.

o so 100 iso :oo :so время закрепления анкерами, сек

Рис. 93, а. Влияние времени крепления на скорость подвигания панели (целик 35x50м, 2 забоя, система 1).

о о. о

4 SO WO ISO 100 ISO

время закрепления анкерами,сек

Рис. 93,в. Влияние времени крепления на скорость подвигания панели (целик 35x50м, 2 забоя, система 2).

s к

О 50 100 .150 200 J SO'

время закрепления анкерами, сек

I Рис. 94. Сравнение скорости

подвигания панели для трех систем (2 забоя, подвигание за цикл - 2м, целик 35x50 м).

1. Минимальная стоимость тонны угля.

2. Максимальная годовая производительность.

3. Максимальная скорость оборота капитала.

Последний критерий является общим для первых двух и основан на продажной стоимости угля. Этот критерий не рассматривается в зависимости от качества угля, ценового распределения и т.д. Использование этого критерия важно в тех случаях, когда сравниваются различные способы добычи угля. В представленной работе, посвященной системе разработки длинными столбами обратным ходом, применение этого критерия не представляет значимости. Для шахт с отработкой нескольких очистных забоев предпочтительным является критерий стоимости тонны угля. В случае одного очистного забоя решающий фактором становится стоимость угля, добытого за смену, особенно, когда отрабатываемая панель очень короткая. Применение этого критерия показывает, что нет оптимальной длины лавы: чем больше длина очистного забоя, тем меньше стоимость угля. Длина лавы при этом становится не экономическим фактором.

Критерием оптимизации длины очистного забоя является минимальная стоимость угля, добытого из панели. Он включает затраты на подготовительно-нарезные работы, стоимость выемки угля и стоимость доставки из забоя. В общем виде уравнение представлено так:

са та С1 Т1 Он

Ср = - + - + - , (48)

та + Т1 та + Т! Тд + Т!

где, Ср- стоимость тонны угля, добытого из панели,

Са~ стоимость тонны угля при подготовке панели,

Та- общий объем добытого угля в панели,

С4 - стоимость тонны угля, добытого из лавы,

Т1 - общий объем добытого из лавы угля,

С^- стоимость транспортировки тонны угля.

Первый член уравнения представляет стойкость подготовки панели, второй - стоимость добычи угля в очистном забое, третий транспортные затраты в расчете на каждую тонну. Цель оптимизационной модели - минимизировать представленную функцию. Все стоимостные параметры взаимосвязаны. Невозможно выделить какую-либо переменную, не изменив другой. Проще задать схему отработки панели и определить влияние на функцию одного варьируемого параметра. Ка

рис.95 представлен пример такого подхода. Размеры выемочного участка при этом были следующие:

- подготовительные выработки (2 штрека) - 50x50 м,

- основные выработки (б штреков) - 50x30 м,

- вентиляционные выработки (4 штрека) - 50x20 м,

- вспомогательные штреки (2) - 50x50 м.

Подготовительные выработки проходились для каждой лавы отдельно и обслуживали одну лаву, а основные и вентиляционные штреки обслуживали несколько лав. Анализ показал, что общая длина основных и вентиляционных штреков может быть до 1000 м. На рис. 96, 97 показана зависимость длины очистного забоя и длины панели от стоимости подготовки панели с использованием условного очистного комплекса и системы крепления средней плотности крепи (стандартная система). Несмотря на то, что стоимость проведения нарезных выработок увеличивается с увеличением длины очистного забоя, стоимость проведения подготовительных штреков оказывает доминирующее влияние, за исключением отработки коротких панелей. С увеличением длины панели увеличивается размер стоимости проведения подготовительных выработок.

Выбор параметров.

Нет шахт с абсолютно аналогочными размерами отрабатываемой панели и горно-техническими условиями эксплуатации. На каждой шахте длина панели изменяется в широких пределах, тогда как длина лавы - это практически постоянная величина для тех шахт, которые изучались. Нами проведены расчеты по оптимизации размеров очистного забоя и стоимости очистных работ в зависимости от изменения следующих параметров:

- способ резания - одно- и двухсторонний,

- мощность пласта - 1,5...3,5 м,

- длина очистного блока - 500...4000 м,

- длина лавы - 100...400 м,

- скорость резания - 5...16 м/мин,

- скорость погрузки - 10...20 м/мин,

- коэффициент готовности - 40 %, 60...80 %,

- шаг подвигания - 0,6...1,4 м.

Другими дополнительными параметрами были выбраны изменения

барьерный целик

Рис. 95. Принципиальная схема иодготокхи.

а откаточные штреки а очистные выработки в вентиляционные штреки в основные штреки □ всего

200 2(0 .300 310

длина лавы

=1 о с

■ откаточные штреки е Очистные выработки

■ вентиляционные штреки и .основные штреки

в всего

\300 ¿000 ЗООО 4000

длина панели

Рис. 96. Зависимость общей стоимости подготовки от длины лавы (длина панели - 1500 м, мощность пласта - 2,5 м, стандартная система).

Рис. 97. Зависимость общей . стоимости подготовки от длины панели (длина лавы - 200 м, мощность пласта • 2,5 м, стандартная система).

стоимости горно-шахтного оборудования и заработной платы.

Рассмотренному в работе варианту соответствовали следующие условия: мощность пласта- 2,5 м, шаг резания- 0,8 м, длина панели-1500 м, стандартная система разработки, подготовительно-нарезные работы, представленные на рис. 95, 98, 99, оценивались по стоимостным параметрам для двух коэффициентов готовности (60% и 80%) и скорости резания и погрузки при одно- и двухстороннем направлениях резания. Оптимальная длина лавы по критерию стоимости увеличивается с увеличением скорости резания и погрузки и с увеличением коэффициента готовности забоя. Например, минимальная стоимость выявлена при скоростях резания и погрузки 6 и 12 м/мин соответственно для лавы длиной 200 м с коэффициентом готовности 60 %, и лавы длиной 225 м с коэффициентом готовности 80 %, отрабатываемых односторонним комбайном. Ожидаемое увеличение длины лавы при двухстороннем резании составляет 250 м и даже 300 м. Эти выводы соответствуют производительности добычи от 7800 до 10500 тн/сутки при одностороннем резании и от 10100 до 14000 тн/сутки - при двухстороннем.

Влияние изменения различных параметров для рассмотренного на рис. 95 примера описано ниже:

а) влияние стоимости подготовительных работ.

Для панельной отработки стоимость подготовительных работ зависит от применяемой технологии. Базовая стоимость подготовки 1500-метровой панели - 1,676 млн. долларов. Чтобы изменить стоимость подготовки, необходимо изменить оптимальную длину лавы, что, в свою очередь, связано со скоростью подвигания забоя. На рис.100 показано влияние изменения стоимости подготовки на оптимальную длину лавы для условий, описанных выше. При постоянном значении стоимости подготовки характер кривой общей стоимости отработки лавы изменяется монотонно, т.е. ее минимальное значение соответствует оптимальной длине очистного забоя. Если изменять входной параметр, влияющий на стоимость подготовительных работ, например, повышающий ее на 10%, это приведет к различным кривым стоимости отработки лавы, что приведет, в свою очередь, к смещению оптимального значения длины очистного забоя. Влияние изменения стоимости подготовки в диапазоне 50-150 % от стандартной стоимости на оптимальную длину лавы (при заданных скоростях резания и погруяки) вы-

скорость резания, n/uuii

-а- 6/12

4 н—I—1—«—|—>—I—■—I——г——'—

юо 1=0 гоо 250 зоо 350 4оо

длина лапы, м

Рис. 98, а. Зависимость стоимости добычи от длины лапы при различных скоростях резания (одностороннее резание, мощность пласта- 2,5 м, длина панели - 1500 м, шаг резания - 0,8 м, коэффициент готовности - 60 %).

я

о о

ч.

л

ь

о 5 s

100 150 200 250 303 350 400

длина лавы, м

Рис. 98, в. Зависимость стоимости добычи от длины лавы при различных скоростях резания (одностороннее резание, мощность пласта-2,5 м, длина

панели 1500 м, шаг резания - 0,8 м, коэффициент готовности - 80 %).

скорость резания, мЛ..ш

з--,-,-,—*-1---1-'-

100 150 200 250 300 350 400

длина лавы, м

Рис. 49, п. Занисимость стоимости добычи от длины лавы при различных скоростях резания (двухстороннее резание, мощность пласта- 2,5 м, длина панели - 1500 и, шаг резания - 0,8 м, коэффициент готовности - 80 %).

3 о о

.....................

......

- -Ti - ......-'-*

100 150 200 250 300 350 'I

длина лавы, м

Рис. 99, а. Зависимость стоимости до-бичи от длин к лавы при различных скоростях резания- (двухстороннее резание, мощность пласта - 2,5 м, длина панели •- 1500 м, шаг резания - 0,Я м, коэффициент готовности - 60 %).

Н .о

5» I

скорость резания, м/мии

длина лавы, м

Рис. 100, а. Влияние стоимости подготовки на оптимальную длину лапы при различных скоростях резания (одностороннее резание, мощность пласта -2,5 м, длина панели - 1500 м, шаг резания - 0,8 м, коэффициент готовности - 60 %).

скорость резания, м/мин

V.

длина лавы, м

Рис. 100, в. Влияние стоимости подготовки на оптимальную длину лавы при различных скоростях резания (двухстороннее резание, мощность пласта -2,5 м, длина панели - 1500 м, шаг резания - 0,8 м, коэффициент готовности - 60 %).

длина лавы, м

Рис. 101, а. Влияние длины панели на оптимальную длину лавы при различных скоростях резания (одностороннее резание, Мощность пласта -2,5 м, шаг резания - 0,8 м, коэффициент готовности - 60 %).

длина лапы, м

Рис. 101, в. Влияние длины панели на оптимальную длину лавы при различных- скоростях резания (двухстороннее резание, мощность пласта -2,5 м, шаг резания - 0,8 м, коэффициент готовности - 60 %).

ражается в том, что геометрическое место оптимальных значений описывается оптимальной кривой скорости резания/погрузки в процентном соотношении к изменению стоимости подготовительных работ. Все последующие кривые представлены именно таким способом. Значения в правой колонке, представленные в возрастающем порядке, соответствуют процентному изменению стоимости. Для заданной скорости резания/погрузки значения оптимальной кривой нанесены снизу и соответствуют проценту от наименьшей стоимости подготовительных работ, обозначенных на вертикальной оси координат справа. Это показывает, что повышение стоимости подготовки увеличивает оптимальную длину лавы. Для условий низкопроизводительного забоя динамика изменения оптимальной длины лавы из-за повышения стоимости подготовки является слабой, однако эффект от понижения стоимости подготовки гораздо выше. Для высокопроизводительных забоев эффект обратный. В этом случае оптимальная длина лавы растет стремительно. Для малопроизводительных забоев (6000-8000 тн/сутки) оптимальная длина лавы составляет 140-220 м, а для высокопроизводительных забоев (12000-14000 тн/сутки) - от 220 до 320 м при изменении стоимости в пределах 50-150%. Кривые зависимостей приближаются к длинным лавам по мере роста стоимости подготовительных работ. Частично это связано с высокими скоростями резания/погрузки. Уменьшение стоимости подготовки не приводит к существенному изменению оптимальных значений длины лавы при высоких скоростях резания/погрузки. При низких скоростях резания эффект обратный, т.е. оптимальная длина лавы стремится к меньшим значениям с одновременным падением стоимости подготовки. Наиболее сильно влияние стоимости подготовки на оптимальную длину лавы в диапазоне 80-120%. В случае двухстороннего резания значительно возрастает влияние скорости резания. При высоких скоростях резания оптимальная длина достигает 400 м.

б) влияние длины панели.

Изменение длины панели должно увеличить объем добываемого из блока угля, что, в свою очередь, увеличивает соотношение добычи угля из лавы к объему добычи при подготовке лавы. Общим эффектом от уменьшения стоимости подготовки панели является уменьшение длины очистного забоя. Это, в свою очередь, уменьшает копичество рабочих смен, а, следовательно, ведет к росту годовой производитель-

ности, лучшему использованию оборудования, снижению эксплуатационных затрат и, в целом, к снижению общей стоимости работ. Получены два взаимосвязанных результата. Общим выводом является то, что значения оптимальной длины лавы изменяются не в очень больших пределах при варьировании длины панели, в то время как длина панелей изменяется в широком диапазоне. При значениях длины панели от 500 до 4000 м оптимальная длина лавы изменяется в пределах 20%. Это ясно видно из рис.101. При малых скоростях резания наблюдается более быстрое уменьшение стоимостных параметров при изменении длины панели в нижней ее части, чем в верхней ее части, что обусловлено меньшим числом подготовительно-заключительных операций. В панелях малой протяженности увеличение оптимальной длины лавы позволяет уменьшить влияние многочисленных подготовительно-заключительных операций, снижающих коэффициент использования оборудования.

в) влияние глубины резания.

Глубина резания влияет на производительность забоя. Увеличение глубины резания приводит к росту суточной добычи, повышению производительности труда и, как следствие, уменьшению стоимости работ, однако возрастает число подготовительно-заключительных операций, что соответствует росту непроизводительных дней в году. Эти два обстоятельства взаимоисключают друг друга, однако большее значение имеет увеличение добычи угля из лавы. В низкопроизводительных забоях оптимальная длина лавы варьируется в пределах 10%, но в высокопроизводительных забоях вариация значительно больше. Это влияние незначительно в панелях малой длины и с двухсторонним резанием, однако в длинных панелях доминирующее влияние оказывает увеличение добычи. На рис.102 показана взаимосвязь глубины резания и оптимальной длины лавы для панели длиной 1500 м. Характер зави-" симостей не связан с коэффициентом готовности забоя. Повышение добычи из лавы приводит к увеличению оптимальных значений длины забоя , Наиболее очевиден этот факт для еысоких скоростей резания/погрузки.

г) влияние мощности пласта.

С увеличением мощности пласта падают затрать; на очистные и подготовительные работы в пересчете па тонну угля. Это падение стоимости происходит пропорционально изменению мощности (в расче-

а

о

I скорость --чу , м резания, м/мин'»;.

длина лавы, и

Рис. 102, а. Влияние глубины резания на оптимальную длину лавы при различных скоростях резания (одностороннее резание, мощность пласта -2,5 м, длина панели 1500 м, коэффициент готовности - 60 %).

у . ■ —

С-,

екорость резания, м/мии

длина лапы, м Рис. 102, в. Влияние глубины резания на оптимальную длину лавы при различных схоростях резания (двухстороннее резание, мощность пласта -2,5 м, длина панели - 1500 м, коэффициент готовности - 60 %).

» в"

. скорость резания, м/мин

.■------- ? . «.» \

- —— „ в V-

\ ч-

1' > \ \

1 \

длина лапы, м

X а-

а чо

а

Э

скорость резания, м/мин

;]

I

х

! ^

V» \

о 2

длина лапы, м

м

Рис. 103, а. Влияние мощности пласта на оптимальную длину лавы при различных скоростях резания (одностороннее резание, мощность пласта -2,5 м, шаг резания - 0,8 м, коэффициент готовности - 60 %, длина панели -1500 м).

Рис. 103,1>. Влияние мощности пласта на оптимальную длину лавы при различных скоростях резания (двухстороннее резание, мощность пласта -2,5 м, шаг резания - 0,8 м, коэффициент готовности - 60 %, длина панели - 1500 м).

тах не изменяли стоимость забойного оборудования). В подготовительных работах, тем не менее, увеличение мощности пласта не ведет к пропорциональному росту добычи. Это зависит от подвигания забоя за цикл, производительности погрузочных машин и т.д. В целом, несмотря на общее понижение стоимости, оптимальные значения длины лавы крайне медленно стремятся к большим величинам (рис.103). Наиболее низки эти значения при низких скоростях резания.

д) влияние коэффициента готовности забоя.

Коэффициент готовности очистной системы - один из наиболее значимых факторов, влияющих на добычу и, следовательно, стоимость угля. С увеличением коэффициента готовности соответственно растет добыча, снижается стоимость работ и длина очистного забоя стремится к большим значениям (рис.104). Оптимальная длина лавы увеличивается от 192 до 268 м при одностороннем резании и с 240 до 375 м при двухстороннем - при изменении коэффициента готовности с 30% до 90% для условий стандартной системы отработки панели длиной 1500 м. Изменение коэффициента готовности на 10% со значения 30% до 40% приводит к снижению стоимости тонны угля примерно на 14%, но это же изменение со значения 80% до 90% снижает стоимость лишь на 2%, причем это характерно для одно- и двухстороннего резания. При очень высоких значениях коэффициента готовности . общая стоимость добычи достаточно низка и имеет свой предел, за исключением сверхдлинных очистных забоев. Более всего стоимостные параметры связаны лишь с объемом добычи. Выводом является то, что зависимости длины очистного забоя функционально сглажены при высоких коэффициентах готовности и, следовательно, очень чувствительны при изменении стоимости.

е) влияние стоимости забойного оборудования.

В основном забойное оборудование импортируется из таких стран как Великобритания, Германия и несколько ранее из США. Курс австралийского дсллара к Немецкой марке изменяется наиболее часто у быстро. Пс отношению к доллару США австралийский доллар составляв! примерно половину за последние 1S лет, а против германской марку курс упал ьа 0,29 %. Поэтому импорт оборудования очень дорог i влияет на оптимальную длину лавы. На рис.105 показан этот эффекз от изменения стоимости забойного оборудования. Ниже уровень цен ■

длина лавы, м

Рис. 104, а. Влияние коэффициента готовности на оптимальную длину лавы при различных-'скоростях резания (одностороннее резание, мощность пласта - 2,5 м, шаг резания - 0,8 м, длина панели - 1500 м).

скорость \\ резания, м/мин

длина лавы, м

Рис. 104, в. Влияние коэффициента готовности на оптимальную длину лавы при различных скоростях резания (двухстороннее резание, мощность пласта-2,5 м, шаг резания - 0,8 м, длина панели - 1500 м).

:корость резания, м/мин

•/м ^

Ь

ч/м V »«/« * И/11

длина лавы, м

но 1,1 *аоо

длина лавы, "м

Рис. 105 а. Влияние стоимости забойного оборудования на опткмз- льнуы длину лазы при различных скоростях резания (одностороннее резание, мощность пласта - 2,5 м, длина панели -1500 м, шаг резания - 0,8 -м, kó-, эффнциент готовности - 60 %).

Рис. 105, е. Влияние стоимости забойного оборудования на оптима- лыг/ю длину лавы при различных скоростях резания (двухстороннее резание, мощность пласта - 2,5 м, длина панели -'1500 'м, шаг резания - 0,8 м, коэффи циент готовности - 60 %).

выше оптимальная длина лавы. При очень низких ценах на оборудова ние общая стоимость работ настолько низка, что дальнейшее ее пони жение возможно лишь при лавах очень большой протяженности, чт видно из прямолинейного характера зависимостей, которые становятс более чувствительными при изменении стоимости в забоях с высоки коэффициентом готовности.

ж) влияние заработной платы.

В последние годы произошли большие изменения в практике веде ния горных работ, что повлияло на оплату труда. Фактически, зара ботная плата увеличилась, однако трансформации в обслуживающе персонале привели к уменьшению доли заработной платы в общей стой мости работ. Для анализа такого положения заработная плата варь ировалась в пределах 50-150%. Результаты приведены на рис.106. Дл малых скоростей резания и погрузки и низких коэффициентов готов ности имело место незначительное изменение оптимальной длины лавы Это подтвердилось и для условий высоких скоростей резания и высо кого значения коэффициента готовности забоя. При средних скоростя резания и средних значениях коэффициента готовности наблюдаете гораздо большее влияние на оптимальную длину очистного забоя.

5.2.3 Заключение

Оптимизация длины лавы при отработке обратным ходом являете достаточно сложным и специфичным расчетом. Какого-либо четкого оп тимума по длине лавы с учетом всех горно-технических условий опре делить нельзя. Однако при ограничении условий с заданной вероят ностью возможно определить границы .оптимальных значений длины ла вы. Оптимальная длина варьируется между 140 м и 400 м, приЧе верхний предел характерен для технологии ЛГС в в мощных пластах Такие длинные очистные забои можно применять и для других способе разработки и управления ими, но в диссертации они на рассмотрены.

Результаты математической модели показали, что факторы, уве личивающие добычу угля и понижающие его стоимость, влияют ка опти мальную длину лавы в сторону ее повышения. Факторы, увеличивающи стоимость добычи угля из панели обратным ходом, также увеличиваю оптимальную дпину лавы. Влияние экстремальных изменений стоимост

§ а

о о

ч

длина лавы, м

Рис.106,а.Влияние заработной платы, на оптимальную длину лавы при различных скоростях резания (одностороннее^резание, мощность пласта-

2,5м, шагрезания-0,8м, коэффициент готовности - 60%, длина панели -1500 м).

5

6

к* я■ Я

о §

:8 •о

а» э«о юо

длина лавы, м

Рис. 106, в. Влияние заработной плати на оптимальную длину "лавы при различных скоростях резания (двух стороннее резание", мощность пласта -2,5 м, шаг резания - 0,8 м, коэффициент готовности - 60 %, длина панели - 15С0 ' м).

подготовительных работ намного слабее, и предельные затраты ш подготовку менее чувствительны к изменению длины лавы, за исключением случаев, когда стоимость изменяется на порядок и выше. Оптимальная длина лавы увеличивается с ростом добычи. При производительности 15000 т/сутки все стоимостные кривые, как функции длины лавы, имеют сглаженный характер и дают широкий разброс оптимальны? значений длины лавы. Критическими становятся значения оптимально£ длины лавы при средних объемах добычи, средних уровнях стоимост* подготовки и средних значениях коэффициента готовности системы. I этих условиях оптимальные значения длины лавы суживаются дс 180-220 м. При увеличении мощности пласта и глубины резания оптимальная длина лавы уменьшается для низких скоростей резания/погрузки, тогда как все эти факторы значительно влияют на стоимость добычи. При высоких скоростях резания/погрузки оптимальная длина лавы увеличивается значительно. Длина панели оказывает значительно более низкий эффект на оптимальную длину лавы. Для панелей малой протяженности оптимальная длина лавы возрастает. Увеличение коэффициента готовности оказывает большее влияние на длину лавы. Увеличение коэффициента готовности наряду с высокими скоростями резания/погрузки определяет и высокие значения длины лавы. При средней длине панели 1500 м, средней скорости резания/погрузки б и 12 м с односторонним резанием и коэффициентом готовности 40% - оптимальная длина лавы составляет около 190 м. Рост длины лавы до 210 м возможен при увеличении коэффициента готовности до 60%. Так как большинство австралийских очистных забоев имеют именно такой диапазон значений коэффициента готовности, длина лавы порядка 200 м наиболее приближена к оптимуму. Увеличенная протяженность очистных забоев в Германии обусловлена более высокой стоимостью поддержания подготовительных выработок. Увеличение длины лав в США обусловлено высоким коэффициентом готовности забоев. Коэффициент готовности системы в США равен 65%, в то время как на австралийских шахтах он порядка 50%. Их стоимость подготовки значительно ниже, однако из-за большого числа подготовительно-нарезных выработок она сравнима с австралийской.

РЕЗЮМЕ НАУЧНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ Теоретическая и прикладная геокеханика

Исследования проведенные с образов больших размеров в шахтных условиях и с небольшими образцами в лаборатории показали, что лабораторные результаты нельзя использовать при проектировании шахт, в особенности при высокой трещиноватости. Сжатие образцов зависит от распределения давления на подвергающихся воздействию поверхностях образцов и соотношения высота/диаметр. При рассмотрении пространственной структуры породы важно учитывать количество и тип дефектов в породе. Для того чтобы образец отображал горную массу он должен содержать по крайней мере 100-150 дефектов.

Динамическое разрушение породы определяется жесткостью кровли и почвы, а также изменением условий нагруженности породы. При изменении давления с трехосного на одноосное, высвобожденная энергия реализуется в форме горных ударов, выбросов газа и угля.

Распределение давления в соединенных породах определяется подвижностью соединений и это определяет прочность сжатия соединенной системы. Важными показателями являются плотность соединения, угол ориентации и протяженность соединений. Поведение после разрушения определяется плотность» соединений. Породы с высокой плотностью имеют намного меньшую остаточную жесткость и разрушаются постепенно.

Поведение нетронутых пород во времени определяется распространением трещин. Изменение напряжения до момента разрушения материала, определяется остаточной кривой породы. Нетронутые породы подвергаются большим деформациям. Породы близкие к разрушению подвергаются небольшим деформациям во времени под воздействием нагрузки. Это объясняется тем, что при значительных скоростях нагру-жения на неразрушенные образцы породы скорость смещения слабо влияет на поведение трения в соединениях. Это исследование в 1978 г. награждено золотой медалью Не!со Индийского геотехнического общества.

Исследования разрушения образцов породы с использованием микросейсмической аппаратуры показали, что появление высоких частот в

регистрируемом спектре свидетельствует о приближении разрушения. По мере увеличения разрушения образцов увеличивается энергия регистрируемых сигналов, которые смещаются в низкочастотную область.

При невысокой плотности заполнения соединений глиной смещение и распространение трещин снижаются до некоторого критического значения по мере увеличения толщины заполнения. Однако, поведение материала, заполняющего соединение не определяет поведение соединения . ч

Длительные наблюдения в шахтных условиях за влиянием состояния кровли на стабильность горных выработок, в особенности под высоким давлением, показали что направление проходки выработки влияет на горизонтальное давление. Выработки, которые проходятся под углом 30-90 к направлению основного давления подвергаются большим смещениям и большей опасности по мере увеличения угла. Анализ показал, что проходка выработки может снизить давления в соседней выработке, которая будет проходиться. Расстояние на котором это снижение ожидается линейно связано с высотой обрушения. Результаты этих исследований используются при проектировании длинных забоев в компании КешЫа Coal Pty. Limited и на других шахтах Австралии.

При проектировании анкерного крепления важно учитывать не только прочность на сжатие и давление, но также истинные значения деформации, которой подвергается выработка. С учетом этого разработана компьютерная программа для расчета оптимального анкерного крепления на основе шахтных измерений и оптимизации параметров породы. Расчеты с помощью этой программы показали, что когда выработка расположена под большим углом к основному давлению или выемка ведется на большой глубине, податливые анкера обеспечивают небольшие смещения породы. В противном случае плотность креплени'я будет высокой и не экономичной. Компьютерная программа регулярно используется в компании Kembla Coal Pty. Limited.

Проектирование целиков, в особенности в условиях высоких горизонтальных давлений, должно проводиться с учетом поведения породы, целика и изменений разрушения. При этом классический метод проектирования целикоз, основанный на учете вертикального давления как основного давления, не может быть использован, т.к. дает завышенные показатели.

Развита оригинальная техника исследований, которая основывается на измерении зоны разрушения с использованием воздушной проницаемости. Это позволяет вычислить угол трения угольных целиков, который изменяется под давлением кровли и почвы.

Полученные результаты позволили разработать устойчивые целики на глубине 465 м для 3 выработок на шахте Kembla Coal Pty. Limited. Исследования показали, что ширина целика определяется направлением выемки. Эти результаты не могут быть получены на основе классической теории проектирования целиков.

Исследования сужающихся целиков показали, что ширина разрушающегося целика при выемке панели длинным забоем составляет 8 м. Результаты использованы при проектировании длинных забоев 12-14 шахты West Clift и позволили повысить их производительность в 2 раза по сравнению с забоем 11, отрабатываемого в том же пласте. В настоящее время методика используется при проходке выработок при больших давлениях во всех длинных забоях шахт West Cliff и Tahmoor компании Kembla Coal and Coke Pty Limited и принят для других шахт.

Выбросы газа и угля и контроль газа

Исслёдования в области замеров содержания газа показали, что использование бурения может обеспечить состав газа в пределах желаемых значений с точностью до 10 %. Этот метод имеет преимущество, так как нет необходимости подготовки кернов, и может быть применен в подземных условиях, где изготовление кернов представляет сложности. • Этот метод сейчас применяется на шахтах Kembla Coal и Coke Pty. Limited.

Был предложен и опробован ряд способов по предсказанию зон сдвигов на подземных шахтах. Сюда вошли методы, основанные на различной величине сорбции угля, так как она менялась при воздействии сдвигов структуры (К1, L1 и L2), на замерах давления газа, которое менялось в зависимости от изменения проницаемости структуры и на замерах величины трешин. Трещиноватость и сорбция менялись на расстоянии 20 м от зоны нарушения, но давление газа не изменялось

на расстоянии до 100 м от нарушения.

Количество газа в угле как углекислого газа, так и метана были определены по пласту Bul11 и сейчас являются промышленным стандартом.

Был предложен и опробован новый метод предсказания возможны; выбросов угля для местных условий на шахте Qweensland.

Исследования в области дренажа из пласта и остаточного дренажа выработаного пространства показали высокую эффективность применения всаса большим давлением для увеличения потока газа из пласт« Bullí в три раза. Это позволило успешно дренировать пласт Bullí, который до сих пор считался не подлежащим дренажу. Выражаем признательность за то, что первый наиболее удачный проект был финансирован Федеральным Правительством Австралии. Исследования также показали, что оптимальное расположение скважин и стыков сдвигов, напряжений, геологических нарушений и проч., все это играет важну» роль для повышения эффективности отбора газа. Вместе с электростанцией этот проект был награжден Призом за Лучшую Инженерную Разработку в NSW в 1985 году.

В слунае выделения смеси газа исследования показали, что состав смеси изменяется с течением времени. Была разработана модель которая позволяла предсказывать изменения в составе газа. Исследования показали, что даже если в составе газа в пласте угля содержится 60% метана, выходящий газ будет содержать 85% метана и эт< должно быть принято во внимание при проектировании вентиляции оценке запасов газа и в оценке предельных значений для безопасно] работы на пласте Bullí. Методы, предложенные автором -для реально! оценки состава газа сейчас являются общепринятой практикой i угольной промышленности Австралии.

Контроль пили о забоях

Изучение вопросов контроля пыли проводилось во взаимосвязи I очистными забоями. Инструментальные замеры проводились на большо: числе очистных забоев и показали, что различные виды потерь возду ха оказываю* влияние на миграцию пыли, и что лучшей вентиляцией |

очки зрения контроля пыли является та, что обеспечивает минималь-ые потери в воздухопроводе.

Рассмотрена новая технология увеличения проницаемости углей а счет всасывания воды под малым давлением(5 бар) без деформаций ород кровли и подошвы пласта. Это позволило уменьшить уровень пы-и до 50Х. Применение поверхностно-активных веществ увеличивает одопроницаемость и позволяет выдерживать 2-2,5 X влажности, что меньшает концентрацию пыли до допустимого уровня. Показано, что рименение резцов ПДК уменьшает уровень пыли до 40 %. Нагнетание оды под малым давлением применяется на шахте КОС и других шахтах.

Разработана новая концепция по применению скрубберов. Такая истема описана математически. Это наиболее перспективная техноло-ия. Математическое моделирование показало, что разместив скруббе-ы производительностью 1,5 куб.м/мин через каждые 10 метров лавы, онцентрация пыли уменьшается до 3 мг/куб.м даже в условиях запы-енности такого пласта как пласт Bulli. Исследования по разработке обильных скрубберов ведутся в настоящее время.

Оптимизация и проектирование

Предложены новые модели подготовки шахт, которые имеют преи-ущества в поддерживании кровли, широком выборе' частоты выемки и кономии забойного оборудования. Разработаны математическая модель программное обеспечение по проектированию размеров выемочного толба и анализу различных систем подготовки с точки зрения дости-ения максимальных скоростей проходки. Результаты моделирования оказали возможность увеличения скорости проходки до 10-30 % за чет изменения размеров выемочного столба с учетом числа проводных выработок.

Математическое моделирование показало также, что оптимум дли-ы лавы для существующих технологий и цен не совпадает с оптимумом ля технологий AFC и другими факторами, такими как газовый и пыле-ой контроль. Длина лавы 200 метров используется как нижняя грани-а оптимальных значений. С модернизацией технологии оптимальная лина будет медленно расти. Математические модели и программное

обеспечение используется на шахтах КСС в части составления прои водственных планов.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В диссертации, на основании системных исследований геомеханики, выбросов угля и газа, пылевого режима, технологических процессов и проектных разработок даны научные обоснования создания и применения высокоинтенсивных технологий подземной угледобычи, конкурентоспособных по сравнению с открытой разработкой.

Основные научные и практические результаты диссертации заключаются в следующем.

1. Установлено, что динамическое разрушение породы определяется изменением условий нагруженности породы. При изменении давле-1ия с трехосного на одноосное, высвобожденная энергия реализуется з форме горных ударов, выбросов газа и пыли. Прочность пород с злочной структурой зависит от распределения давления, которое, в :вою очередь определяется, подвижностью, плотностью, углом ориентации и протяженностью соединений. Породы с высокой плотностью сочинений ( >6 ) имеют намного меньшую остаточную жесткость и раз->ушаются постепенно.

2. Исследования разрушения образцов породы с использованием шкросейсмической апаратуры показали, что появление высоких час-•от(5000 Гц - 10000 Гц) в регистрируемом спектре свидетельствует о 1риближении разрушения. При увеличении деформации образцов возрастет амплитуда регистрируемых сигналов и появляются низкочастотные ¡оставляющие колебаний (630 - 1250 Гц).

3. В результате длительных шахтных наблюдений за состоянием •орных выработок, пройденных с применением литой твердеющей зак-[адки, установлено, что увеличение коэффициента остаточного давле-1ия в 2 раза увеличивает пропорционально деформацию кровли, увели-[ивает деформацию почвы в 2,5 раза и увеличивает нагрузку на закидку в 1,5 раза.

4. Экспериментально установлено, что для обеспечения предела рочности литой твердеющей закладки 0,229 МПа по истечении 2 часов осле закачки, содержание портланд-цемента в водяном растворе олж:;о составлять 80%. Для обеспечения гомогенного состава рэство-а градиент давления должен составлять 3,9 кЛА в закладочном тру-опроводе диаметром 150 мм. При этом потребляемая энергия состав-яет 8,4 кВт.

5. В результате комплексного метода оценки состава газа (соотношение двуокиси углерода/метана) установлено, что в широком диапазоне (С02/СН4) = 0,01 - 1,0 существенно меняется механизм поведения газовой смеси при сорбции/десорбции. При этом, за счет молекулярных свойств угольного вещества и разных значений скорости сорбции/десорбции, происходит лучшая проницаемость и насыщенность углекислого газа по сравнению с метаном.

6. Для критериальной оценки выбросоопасности пластов, кроме установленных фактов пониженной прочности, поверхностной энергии разрушения и пористости угля важное значение имеют соотношение С02/СН4 = 2,35, поверхность и диаметр пор 0,0038 : 0,0052 мкм, влияющих на индексы адсорбции/десорбции, на основе которых определены предельные параметры газового состояния выбросоопасного пласта Ви1Н:газонасыщенность (СН4=8 : 10 мЗ/т; С02=4 : 7 мЗ/т), давление газа (СН4 = 700 : 1000 КПа; С02 = 400 : 700 КПа).

7. При оценке геотехнических регламентации предварительной у последующей дегазации (дренажа) подтвержден нелинейный эффект Клинкерберга изменения диффузии в зависимости от соотношения газового и геостатического давления в пласте, позволяющий рациональнс расположить дренажные скважины, а также выбрать параметры давления и расхода дегазационной системы, связанные линейной зависимостью до 35 КПа, но непропорциональные интенсивности добычи угля.

8. Общая концепция борьбы с пылью как технологического фактора интенсивной угледобычи направлена на снижение уровня пылеобра-зования за счет увлажнения массива, применения резцов ПДСС на 40%; уменьшение переноса пыли посредством управления воздушным потоко» в диапазоне скоростей 0,88 - 1,38м/с разным положением воздушных заслонок и оптимальным числом скрубберов 10 - 20, обеспечивающих снижение уровня пыли до 3 - 4 мг/н3.

9. В результате математического моделирования подготовительно-нарезных работ установлено, что увеличение скорости подготовки очистной панели на 10 - 30 % зависит от схемы расположения нарезных выработок, а ее увеличение до 50 % возможно за счет оптимизации размеров целика. Горнопроходческой системой из двух забоев с размером целика 35 х 50 м при времени установки одного анкера 11С секунд достигается скорость подготовки панели до 70 метров в сутки. При применении производительных анкероустановщиков высокие скорости подготовки очистной панели достигаются независимо от обь-

ема и плотности анкерного крепления.

10. Для обоснования критерия оптимальности длины проектируемого длинного забоя выявлено влияние основных технико-экономических факторов, показывающих, что минимальные эксплуатационные затраты на 1 тонну добычи угля определяют конкретные размеры панели от 500 до 4000 м и длины лавы от 100 до 400 м в зависимости от диапазона производительности забоев (6000 - 14000 т/сут), коэффициента готовности системы (0,65 - 0,8) при изменении стоимости в пределах 50 - 150 %. С учетом этих результатов даны рекомендации по проектированию высоконагруженных забоев для условий шахт Австралии, обеспечивающих конкурентоспособности подземной угледобычи по сравнению с открытой разработкой.

СПИСОК ОПУБЛИКОВАННЫХ СТАТЕЙ, МОНОГРАФИЙ И ОТЧЕТОВ

IBL1CATI0NS

♦Rcfereed publication

1. Lama, RD (1961)

2. Lama, R D & S aluja, S S (1964)

3. Lama, R D (1964) 1 Lama, RD (1964)

>. Lama, R D (1964)

j. Znanski, J &

Lama R D (1965)

Lama, RD (1966)

i. Znanski, J & Lama RD (1966)

Lama, R D (1966)

l. Lama, R D (1966)

. Lama, RD (1967)

. Lama, R D (1967)

. Lama, RD (1967) . Lama, RD (1967) . Lama, R D (1968)

Inflammability of Coal Dust. Paper submitted to the Students' Scientific Research Competition, Directorate of Education Uttar Pradesh. 28 p. (This paper won a prize of Rs. 200).

Simultaneous Multi-lift Working of a 12m Thick Steep Seam at Depth in Poland. International Symposium on Working of Thick Coal Seams, Dhanbad, Lndia 11 p.

Some Aspects of Planning of Deep Mines, Pan V. Economic Considerations Colliery Engineering June pp. 242-245.

Some Aspects of Planning of Deep Mines, Part 11 : Environmental Conditions. Colliery Engineering August pp. 331-333.

Some Aspects of Planning of Deep Mines, Pari 11!. Giound Control. Colliery Engineering, September pp. 3S7-389.

Interpretation and Application of Laboratory Results for the Purpose of Defining the Proneness of Seams to Rock Bursts. Pan I: Preliminary Considerations. Central Mining Research Institute, Katowice, Poland, January p 22. (In Polish )

Rock Bursts: A Comparison of Insitu Mechanical Properties of Coal Seams. Colliery Engineering, January, pp. 20-25.

Interpretation and Application of Laboratory Results for the Purpose of Defining the Proneness of Seams to Rock Bursts. Part II - Final Results; Central Mining Research Institute, Katowice, Poland, p 48. ( In Polish )

The Size of a Colliery Unit; J. Mines Metals and Fuels, April, pp. 111-121.

Surface Sand Storage Bunkers for Hydraulic Stowing. "COMMENT" Tech. J. Coll. Min. & Metallurgy, Banaras Hindu University, India pp. 56-58.

Analysis of Noise Associated with Rock Failures. Colliery Engineering, April, pp. 155-157.

Some Aspects of Planning of Deposits Liable to Rock Bursts. J Mines, Metals & Fuels, May, pp. 149-158.

Probability of Damage Occurring to a Seam by Extracting a Seam Below It. Metals and Minerals Review, July, pp. 2b-29.

Some Considerations in the Selection of Mine Fans. Metals and Minerals Review, August, pp. 18-21.

Outbursts of Gas and Coal; The Behaviour of Gas Near Mining Excavations. Colliery Engineering, March pp. 103-108.

16. Lama, RD (1969)

17. Lama, RD (1969)

* 18. Lama, R D (1969)

* 19. Lama, RD (1969)

* 20. Lama. RD (1969)

21. Lama, RD&

Dutta, R N (1969)

* 22. Lama, RD (1970)

23. Lama, RD (1970)

24. Lama, RD (1970)

25. Vutukuri, V S & Lama, R D (1972)

♦26. Lama RD (1972)

* 27. Lama, R D (1972)

28. Muller, L, Lama, R D & Fekker, E (1972)

29. Lama. RD (1972)

Organisation on a Fast Moving Face. Mining Magazine, Vol. 1., Banaras Hindu University, pp. 4-10.

Ground Movement on Longwall Faces and its Implications in the Workings of Contiguous Seams. Symp. Longwall Mining, Centra] Mining Research Institute, Dhanbad, India. 12 p.

Effect of Non-homogeneities and Discontinuities on Deformational Behaviour and Strength of Rocks, Part I, Metals and Minerals Review, June, pp. 3-10.

Effect of Non-homogeneities and Discontinuities on Deformational Behaviour and Strength of Rocks, Part II, Metals and Minerals Review, September, pp. 3 - 9.

The State of Stress in Virgin Ground, Metals and Minerals Review, July, pp. 3-12.

Critical Appreciation of the Methods of Determining the Tensile Strength of Rocks. Symp. Rock Mechanics, Kolar Gold Fields, India, 16 p.

Insitu and Laboratory Strength of Coal, 12th Symp. Rock Mechanics. In: Dynamic Rock Mechanics. (Ed. G B Clark). (Am. Inst. Mining & Metallurgy, New York), pp. 265-300.

Slow and Sudden Failure of Rock, Symp. Rock Mechanics, Indian Geophysics Union and KGF Mining and Metallurgical Society, Kolar Gold Fields, India, 21 p. *

Super-Productive Longwall Faces. Symp. on Mine Mechanisation, Banaras Hindu University, India. March pp. 57-59.

Rock Mechanics - Stress Distribution Under Compression Mining Magazine, May, pp. 363-364.

Use of Destressing Techniques in the Maintenance of Roadways Under High Pressures. Int. Symposium on Underground Openings, September, Lucerne, Switzerland, pp. 231-233

The Mechanics of Jointed Rocks, Symposium on Rock Mechanics, Inst, of Engrs, India, Dhanbad, July, pp. 61-85.

Zweiachsige Versuche zur Klärung der Bruchgefahr Kluftiger, Medien. Jahres Baricht Sonderforschungsbereich, 77. University of Karlsruhe, Jahresbericht, pp. 30-39.

The Rneological Properties of Rocks, Report No K-128 Inst, fur Bodenmechanik und Felsmechanik, University of Karlsruhe, August, 106 p.

JUCATIONS Com. |

I. Lama, R D (1972)

Lama, R D (1972)

>. Lama, RD (1973)

5. Sauer, G &

Lama, RD (1973)

4. Lama, R D (1973)

5. Lama, R D (1973)

6. Ropski, S T & Lama, RD (1973)

17. Lama, R D (1973)

18. Lama, R D (1973)

19. Lama,RD (1973) 10. Lama, R D (1973)

41. Lama, R D (1975)

42. Gorecki, J &

Lama, R D (1975)

43. Lama,RD (1976)

The Mechanical Behaviour of Jointed Rocks. Report No K-124, Institute fur Bodenmechanik und Felsmechanik, University Karlsruhe, September,, also lecture series No 47, CSIRO, 72 p.

Literaturstudie und Forschungprogram Zur Experimentellen Bestimmung des Rheologischen Verhaltenes Gekluftetem Felsmassen. ( Projekt A 6 ) Sonderforschungsbereigh, 77, University of Karlsruhe, Jahresbericht, pp. 56-73.

Destressing of Mine Roadways Under High Pressure. Mining Magazine, London, February, pp. 95-97.

An Application of New Austrian Tunnelling Method in Difficult Built-over Area in Frankfurt / Main Metro. Symposium on Rock Mechanics and Tunnelling Problems, Kurukushetra, December, University of Karlsruhe, paper K139, 42 p.

Untersuchung Des Rheologischen Verhaltens Von Gekluftetem Fels (Projekt A 7 ) Sonderforschungsbercich, 77. University of Karlsruhe, Jahresbericht, pp. 52-65.

The Uniaxial Compressive Strength of a Jointed Medium; in book. Spec. Publ. Inst. Soil & Rock Mechanics, University Karlsruhe in Honour of Prof. L Muller, pp. 67-78.

Subsidence in the Close Vicinity of a Moving Longwall Face, Int. J. Rock Mechanics, Min. Sei., March pp. 105-118.

Planning for the Future, Colliery Guardian, April, pp. 138-145.

Polish Hard Coal Mining, Recent Developments: Part I Colliery Guardian, April, pp. 228-231.

Polish Hard Coal Mining, Recent Developments: Part II Colliery Guardian, May, pp. 249-251.

The Susceptibility of Rock to Rock Bursts. International Symposium on Protection of Roof Falls, Katowice, Poland, October, 23 p.

Concept on the Creep of Jointed Rocks and the Status of Research Project A-7, SFT-77 Jahresbericht, Inst. Boden-u-Felsmech, University, Karlsruhe.

Influence of Geological and Machine Parameters on Size of Coal, Int. J. Rock Mech. Min. Sei. sei., & Geomech. Abstr. Vol 12, pp. 191-202.

Recent Development and Trends in Underground Mine Planning, Golden Jubilee Symposium, Dept. Mining Engineering, Inst of Technology, Varanasi, India, p 14.

Pageiii

44. Lama, RD (1976)

45. Lama, R D &

Gonano.L.P. (1976)

'46. Lama, RD (1977)

Rock Mechanics and Mining Engineering, General Report, General Session, 2nd Symp. on Rock Mechanics, Dhanbad, India, 3 p.

Assessment of In Situ Mechanical Properties of Rock Masses, 2nd Symp on Rock Mechanics, Dhanbad, India. Session IV, Paper 2, 49 p.

Principles of Underground Coal Mine Design - An Approach, Part I, Colliery Guardian, 225 (6), pp. 281-288.

*47. Lama, R D (1977) Principles of Underground Coal Mine Design - An Approach, Part II, Colliery Guardian, 225 (6), pp. 333-334.

* 48. Lama, R D (1977) Principles of Underground Coal Mine Design - An Approach,

Part in, Colliery Guardian, 225 (6), pp. 375-380.

* 49. Lama. R D (1978) Influence of Clay Fillings on Shear Behaviour of Joints, Proc.

Third Int. Ccnf. Eng. Geo!., Madrid, Sep., p. 12.

* 50. Lama, RD (1978) Time Dependent Behaviour of Jointed Rock, Proc. Ind.

Geotech. Soc. Conf. on Geotechnical Engineering, New Delhi, Dec (This paper won HEIOO GOLD MEDAL as the best paper in Rock Mechanics), 1978, pp 304-313.

De-Stressing Techniques and their Application for Extraction of the Greeta Seam in the Ellalong Area, CSIRO, GCM Report No 1, p 18.

Influence of Thickness of Fill on Shear Strength of Rough Rock Joints at Low Normal Stresses, Proc. Felsmechanik Colloquium, Karlsruhe, West Germany, February. pp. 55-56.

Allison, H & Low Frequency Sounding Technique for Predicting Progressive

Lama, R D ( 1979) Failure of Rock, Rock Mechanics, Vol 12, pp. 79-97.

51. Lama, RD (1978)

* 52. Lama, RD (1978)

»53. 54.

* 55.

* 56.

Lama, R D & Investigations on Geomechanical Parameters in Relation to

Mitchell, G Outbursts of Gas and Coal at Leichardt Colliery, Queensland

SigginsA. F.(1979) Coal Mining Co., Blackwater, Queensland, CSIRO GCM Report No 9, 49 p.

Marshall, P, Occurrence of Outbursts at West Cliff Colliery, Aust. IMM

Griffiths, L & Symp. The Occurrence, Prediction and Control of Outbursts Lama, R D (1980) . in Coa! Mines Brisbane, September, pp. 19-39.

Lama, R D & Results of Some Index Tests on Coal at Cook Colliery, Mitchell, G. (1980) Queensland coal Mining Co, Blackwater, Queensland CSIRO, GCM Report No 11, p 19.

♦57. Lama, RD (1980)

Absorption and Dçscrption Techniques in Predicting Outbursts of Gas and coal. Aust. IMM Symp. The Occurrence, Prediction and Control of Outbursts in Coal Mines, Brisbane, September, pp. 173-191.

58. Lama, R D, Methane Drainage Investigations as a Method of Control of Marshall, P& Outbursts at West Cliff Colliery. Aust. IMM Symp. The Griffiths, L (1980) Occurrence, Prediction and Control of Outburst in Coal

Mines, Brisbane, September, pp. 223-239.

59. ' Lama, R D (1980) The Use of Absorption/Desorption Isotherms in Predicting

Outburst Conditions, CSIRO GCM Report No 21, 76 p.

60. Lama, RD (1980) Drainage of Methane from the Solid at West Cliff Colliery -

Optimisation of Drainage Hole Design Parameters, CSIRO, GCM Report No 18, 76 p.

61. Lama, R D (1981) Influence of Thickness of Fill on Shear Strength of Planar and

Rough Joints, CSIRO Technical Report No: 106, 32 p;

62. Lama, R D, Investigations into Drainage of Gas from the Solid at West Marshall, P, Cliff Colliery: Optimisation of Gas Drinage Hole Parameters, Tomlinson, E& Aust. J. Coal Mining Research & Technology, No 1, Griffiths L (1982) pp 21 - 40.

63. Lama, R D & Rock Fracturing and De-stressing to Combat Hazardous Warbuium P M.( J982) Underground Mining Conditions, Symposium ■ Mechanics of

Mining Ground, Banaras Hindu University., 28 p.

64. Hanes,J,Lama,RDi Research Into the Phenomena of Coal and Gas Outbursts in Sheppard, I (1983) Some Australian Collieries. 5th International Conference on

Rock Mechanics, Melbourne, April, E79-E85.

65. Lama, RD & An Improved Method of Measurement of Gas Content of Coal bartosifwicz, h (1983) Seam: Studies on the Collinsville Coal Mine, Coal Company,

Collinsville, Queensland, CSIRO, GCM Rep. No: 54, p 65.

66. Lama, RD, Prediction of Susceptibility of Coal Seam - Goonyella Middle Worswick M, Seam, Utah Development Company, CSIRO, GCM Report Bartosiewicz, N & No 55,136 p.

Dinges, D (1983)

67. Lama, RD (1983) Outburst and Gas Drainage Investigations, CSIRO, Final

NERDDC Project Report #9327, 25 p.

68. Lama, R D (1983) Prediction of Shear Zones Associated With Outburst in Coal

Mines, 20th Int. Conf. Safety in Mines, Research Inst. Sheffield, October, 17 p.

69. Lama, R D, Monitoring the Effect of Massive Sandstone Roof in a Longwail Hebblewhite, B K, Operation at West Cliff Colliery, NSW August, Aus - NZ Fowler, J C W, Conference on Geomechanics, Perth, May, pp. 654-660. Bhattachajyya, A K,

Patnnaja, M A & Seneviratne, P (1984)

'70. Basu, A &

Lama, RD (1985)

'71. Fraser, R J, Eager, D T, Miller, R J & Lama, RD (1985)

'72.

Basu, A & Lama, RD (1986)

' 73. Marshall, P &

Lama, R D (1986)

' 74. Lama, R D, Lamb, P, Griffiths, L & Jaggar, FE (1986)

'75. Lan.a, RD, Moxon, P & Shu. DM (1986)

76. Lama, R D & Membrey, W B (1986)

77. Lama,RD (1987)

' 78. Lama, R D &

N'jgyen VU (1987)

* 79. Lama, R D (1987)

A Numerical Technique to Optimise the Borehole Parameters for Longhole Drilling, Proc. Conference on Computational Techniques and Applications, sponsored by Aust. Mathematical Society, Melbourne, pp. 611-621.

Computer Monitoring of Environmental Conditions and Production Processes, West Cliff Colliery, Symposium on Automation for Mineral Resources Development, Brisbane July, pp. 59-67.

Application of Mathematical Methods to Determine the Field Parameters Related to Diffusion of Methane Gas in the Bulli Seam. Transaction of CSME, Vol 10, No 4, (J986), pp. 185-190.

Changes in Underground Mining Technology - An Australian Scene, 13th Congress of the Council of Mining & Metallurgical Institutions, The Twenty-First Century -Mining for Mankind, Singapore, May. Vol II pp. 91-101.

Effect of Geological Environments and Direction on Behaviour of Roof, Symposium on Application of Rock Characterisation Techniques in Mine Design, AIME, Soc. Min Engrs., New Orleans USA, March, pp. 114-123.

Prediction of Subsidence due to Longwall Mining at West Cliff Colliery. Symposium on Ground Control Related to Coal Mining, Australasian Institute of Mining and Metallurgy, Wollongong, 26-29 August. 1986, pp. 311-323.

Control of Dust on Longwall Faces - A Critical Review. National Energy Research and Development Demonstration Programme (NERDDP) Project No 781.March 1986,121 p.

Improving the Efficiency of Gas Drainage Systems. National Energy Research and Development Demonstration Programme (NERDDP). Project No 578. End of Grant Report 1987. Vol I and II, 458 p.

A Model for Determination of Methane Flow Parameters in Coal from Desorption Tests, 20th International Symposium on the Application of Computers and Mathematics in the Mineral Industries, (APCOM), Johannesburgh, South Africa, October, pp. 275-282.

Effect of Geological and Mining Factors on Pre-drainage of Gas in Seams Liable to Outburst, 22nd International Conference on Safety in Mines Research Institute Beijing, November pp. 247-256.

► 80. Marshall, P &

Lama RD (1987)

'81. ,Lama,RD& Olsen.D (1988)

'82. Bhaltacharyya, AK,

Shu, DM & Lama, R D (1988)

' 83. Lama, R D (1988)

■84. Lama, RD (1988)

' 85. Hewitt, A &

Lama, R D (1988)

' 86. Ruston, R, Lama, RD & Cutafani, M (1988)

87. Lama, RD (1988)

Vutukuri, VS & Lama,RD (1988)

89.

Singhal, R K, Lama,RD (1989)

90. Lama, R D (1989)

Thomas E G, Lama,RD à WiryantoK (1989)

Changes in Underground Coal Mining Technology - An Australian Outlook, Gluckauf, Vol 123, No 23, pp. 1475-1481. (In German) pp. 646-652. (In English).

Environmental Aspects of Mining in Australia with Special Emphasis on New South Wales Underground Coal Mines, AIME Annual Meeting, Phoenix, Arizona, February 1988, AIME preprint No 88-32,12 p.

Prediction of Subsidence. Effect on a Service Decline from the Partial Extraction of an Underground Protective Pillar, Conference on Buildings and Structures Subject to Mine Subsidence, Newcastle, August 1988, 7 p.

Adsorption and Desorption of Mixed Gases on Coal and It's Implication in Mine Ventilation, 4th International Mine Ventilation Congress, Brisbane, July, pp. 161-177.

Developments in Underground Coal Mining Technology and their Implications, 21st Century Higher Production Coal Mining Systems Symposium, Aus. IMM, Wollongong, April pp. 7-17.

Research on Dust Control for High Production Longwall Mining in Australia, 21st Century Higher Production Coal Mining Systems, Symposium, Aus. IMM, Wollongong, NSW April , pp. 272-277.

Roof Control Technology under Abnormal Conditions,21st Century Higher Production Coal Mining Systems, Symposium, Aus. IMM,Wollongong NSW April, pp. 145-157.

Development in Face Technology and Design of Underground Coal Mines, International Symposium Modern Mining Technology, Taian, (PRC) October, pp. 143-155.

How to Maximise the Recirculation of Used Air, Tunnels and Tunnelling, Vol. 20, No 10,1988, pp. 57-59.

Futuristic, Underground Coal Mining Production Technology, 11th Annual Joint SME/TMS Meeting, February - March, Las Vegas, 15 p.

Technological Developments, Increased Productivity and Innovative Design, Key Note Address Multinational Conference on Mine Planning and Design, Lexington, USA. May, pp. 233 -241

Preparation of an Early - Strength Material for Roof Support in Longwall Mining of Coal, 4th International Symposium on Innovations in Mining Backfill Technology, Montreal, October, pp. 297- 306.

Pagevii

•92. Lama, RD (1990)

Underground Coal Mining Technology: The Future, Diamond Jubilee Symp., Academy of Mining and Metallurgy, Carcow, 18 p.

93.

•94.

95.

96.

'97.

Lama, R D, Lui Y Dust Control on Longwall Faces, End of Grant Report, Dept. of

Hewitt, A, Primary Industries and Energy, Canberra, NERDDP Project

Schroeder, R & 1076,276 p. McAlister, D (1990)

Lama, R D & Cram, K (1990)

Lama, R D, Lui Y & McDonald G R (1990)

Grant G & Lama, R D (1990)

Lama, R D & Marshall, P (1990)

• 98. Lama, R D &

Misra, A (1991)

*99. Lama, RD (1991)

♦100. Lama, R D & Misra, A (1992)

»101. Amusin, B Z, Siuck, V M & Lama, RD (1992)

Developments in Longwall Mining Technology in Australia and Future Trends, 14th World Mining Congress, Beijing, May, pp. 3 - 26.

Diamond Tipped Cutter Picks to Prevent Frictional Ignitions in Coal Mines, End of Grant Report, Dept. of Primary Industries and Energy, Canberra, NERDDP Project 1079, July 1990,201 p.

Utilisation of Mine Waste Gas Mixtures Stage I - Feasibility Study, End of Grant Report, Dept. of Primary Industries and Energy, Canberra, NERDDP Project 88100, Vol I & n.

Need for High Rates of Development of Roadways in Coal Mines - A New Approach, 14th Council of Mining & Metallurgical Institutions, Edinburgh April, pp. 91-101 (This paper has been translated cover to cover by Gluckauf Verlag and was republished in February 1991), Vol. 126, No: 23/24, pp. 1104-1112.

Development Rates Using Conventional Continuous Miner Technology in Deep Underground Mines in Australia. 1st International Conf. on Reliability, Production and Control in Coal Mines, Wollongong, September, pp. 148-154

Methane Gas Emission from Coal Mining in Australia: Estimates and Control Strategies, OECD Int. Conf. on Coal, the Environment and Development, Technologies to Reduce Green House Gas Emissions, Sydney, November, 10 p.

Underground Coal Mine Design: Targets, Technology and Optimisation - An Australian View , J. Mines Metals and Fuels, IMM E 92 Number, Jan., pp. 31-41.

Using Back Analysis to Estimate Geotechnical Field Parameters for the Design of Support System for Tunnels, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol. 3, pp. 2871-84.

»102. Lama, RD (1992)

Underground Black Coal Mining in New South Wales, Chapter 20: Australiasian Mining & Metallurgy, Ed. Woodcock & Hamilton, Aus IMM, pp. 14S0-1500.

►103.

Lama, R D& Amusin B Z (1992)

104. Lama, RD (1992)

*105. Lama, RD& Liu, YZ (1992)

*106. Lama, R D & Liu, YZ (1992)

107. Lama, RD&

Cram K. B. (1992)

"108. Lama, R D & Liu, YZ (1993)

*109. Lama, R D & Liu, YZ (1993)

110. Lama, R D & Misra A (1993)

*111. Lama, RD& Liu, YZ(1993)

112. Lama, RD& Misra A (1993)

*113. Lama, R D & Liu, YZ (1994)

114. Lama, R D (1994)

115. Lama, R D & Misra A (1994)

116. Lama, RD (1994)

Rigid or Yielding Roof Bolts: At the Face or Away from the Face, 11th Conf. on Ground Control in Mining, The University of Wollongong, NSW, July pp. 193-203.

Development of Gate Roads with Pump Packing Using Shortwall Technology, End of Grant Report, Department of Primary Industries and Energy, Canberra, NERDDP Report No: 1452, June, 358 p.

Control of Respiarable Dust on Longwall Faces, 5th Int. Mine Ventilation Congress., Johannesburg, pp.387-394.

Air Leakage and Respirable Dust on Longwall Faces, Minsafe International Perth,, 7 p.

Historical- Developments in Pillar Extraction System for the Australian Underground Coal Mining Industry, 15th World Mining Congress, Madrid pp.447-456

Modelling of Scrubbers for Dust Control in Development Headings and Longwall Operation, sent for Publication to Proc. Aus IMM, Nov., 30 p.

Results of Mathematical Modelling of Scrubbers for Dust Control in Development and Longwall Operations in Gassy Mines, 25th Conf. on Mine Safety, Johannesberg S. Africa Septmber, 15 p.

Effect of Support Setting Time on Productivity of Continuous Miner Operations, Second Int. Symp. on Mine Mechanisation and Automation, Lulea, Sweden, June, 1993, pp.99-106.

Use ofDiamond Tipped Picks for Dust Control on Longwall Faces, Proc. of the 6th US Mine Ventilation Symposium Salt Lake City Utah June pp.545-549

Optimisation of Pillar Dimensions in Multiple Heading Layouts in Coal Mines., International Conference on Mine Design, Kingston Ontario Canada August 8p.

Air Flow and Respirable Dust Distribution on Longwall Faces, Sent for Publication to Proc. AusIMM, 22p. + figs.

Coputer Modelling for Roof Bolting Design for an Operating Mine, National Symposium on Emerging Mining and Ground Control Technologies, I. T. BHU, Varanasi India, Fab., lip.

Optimisation of Length of Retreat Longwall Faces, Sent for publication to Proc. of Aus. IMM, 19p. + 20figs.

Mechanism, Control and Management of Outburst in Australian Coal Mines, UNECC Symp. on Rock Bursts and Sudden Outbursts, St, Petersbergjune 16p.

Pag:ix

1. Vutukuri V S, Lama R D & Saluja S A (December 1974)

Handbook in Mechanical Properties of Rocks. Vol I. Trans, Tech, Publication, Clausthal, West Germany, p 285.

Vutukuri V S & Handbook in Mechanical Properties of Rocks. Vol II. Trans,

Lama R D Tech, Publication, Clausthal, West Germany,

(June 1978) p512.

Vutukuri V S & Handbook in Mechanical Properties of Rocks. Vol III. Trans,

Lama R D Tech, Publication, Clausthal, West Germany,

(September 1978) p 406.

4. Vutukuri V S & Lama R D (December 1987)

Handbook in Mechanical Properties of Rocks. Vol IV. Trans, Tech, Publication, Clausthal, West Germany, p 515.

5.

Vutukuri V S & LamaRD (February 1987)

Environmental Engineering in Mines, Cambridge University Press, U.K., p 504.

Page)

UNPUBLISHED RESEARCH REPORTS NOT AVAILABLE IN PUBLIC DOMAIN BUT AVAILABLE WITH THE LIBRARIES OF COMPANIES/RESEARCH ORGANISATIONS

1. Lama, R.D. (1993)

1. Lama, R .D. & Liu Y.Z. (1993)

Î. Liu Y. Z., Shu, D.M. & Lama R. D.(1993)

1. Lama R. D. & Lamb. F.D. ( 1992)

i. Misra A. &

LamaR. D. (1992)

i. Lama R. D. & Shu, D.M. (1992)

'. Lama, R.D. (1991)

. Lama, R.D &

Seigneurie, C. (1991)

. Lama, R.D. & Shu, D.M. (1991)

0. Lama, R.D. & Shu, D.M. (1991)

1. Shu, D.M. & Lama, R.D. (1991)

2. Lama, R.D. & Amusin, B.Z.(l99l)

3. Lama, R.D. & Amusin, B.Z. (1991)

4. Lama, R.D. & Misra, A. (1990)

5. Lama, R.D. & Misra, A. (1990)

Effectiveness of Dry Drilling in Increasing Gas Flow Rates in Pre-Drainage of Gas in High Carbon Dioxide Areas in West Cliff Mine 23 p. Inc. Figs. + Apps.

Quick Method of Estimation of Gas Content Of Coal Seams (Summary Report) 102 p. + Apps.

Improvement of Efficiency on Post Drainage of Gas - West Cliff Colliery: Longwall 17, 73p.+ Apps.

Direction of Mining and Layout of Future Longwalls in the North Cliff Mine Area. 19 p.

Optimisation of Development Layouts and Analysis of Factors Influencing Optimum Length of Longwall Face with Particular Reference to Australian Coal Industry. Vol. I to X.

Assessment of Virgin Coal Bed Demethanation Technology For Effective Gas Drainage in Kembla Coal and Coke Operations. 183 p. + Apps.

Control of Outbursts in the Bulli Seam. 104 p.

Computer Modelling of Support Requirements for North Cliff Mine, Vol. I - Results, 57 p. Vol. II - Appendices

Investigation of Post Drainage of Gas, West Cliff Colliery, Longwall 16, Final Report, 74 p., + Appendices

Gas Drainage Investigation Longwall 16, West Cliff Colliery, Longwall 16, Progress Report, 20 p, numerous figures and tables.

Evaluation of Program BOLDEKCC - A Rib and Roof Control Expert System for In Coal Rectangular Section, Mine Roadways. 37 p. + Apps.

Optimisation of Roof Bolting Systems in Underground Mines, March 1991,45 p.

Stability Analysis of Shortwall (wide) Heading and Selection of Optimum Pack Parameters, 115 p. + figures.

Development for Longwall Retreat System: Optimum Pillar Design for Panel Advance Rate or Production Rate, 32 p.

Improvement in Development Rate at KCC Mines a Critical Appraisal, 34 p. + Apps.

16. Shu.D.M. & Lama, R.D (1990)

17. Grant, G& Lama, R.D (1990)

18. Lama, R.D. (1990)

19. Lama, R.D & Stopyra, M.(1990)

20. Lama, R.D & Stopyra, M.(1990)

21, Lama, R.D. (1990)

22. Lama, R.D. & Lui, Y.Z. (1989)

23. Lama, R.D & Stopyra, M.(1989)

24 Lama, R.D. Rataj, M.S. & Misra, A.(1989)

25. Lama, R.D. & Rataj, M.S. (1989)

26. Lama, R.D. & Sbu, D.M. (1989)

27. Lama, R.D. (1989)

28. Lama, R.D. (1989)

29. Lama, R.D. (1989)

30. Lama, R.D.(1989)

31. Lama, R.D.(1989)

32. Lama, R.D. (1988)

Numerical Simulation of Mine Gas Drainage Using Program SIMED, 54 p. + Apps.

Utilisation of Mine Waste Gas Mixtures Stage - 1, Feasibility Study. NERDDP Report Proj. No. 888100, Vol. 1 & Vol. 2.

Development Rates Required and Alternative Mine Layout for West Cliff Mine Wedderburn Area, 40 p. + Apps.

Determination of Maximum Unsupported Span During Development at North Cliff Mine, 31 p + 74 p. Figs. + Appendices.

Investigations on the "Size of Pillars for Main Development at North Cliff Mine, 21 p + 1 appendix.

Porosity and Permeability of Rocks Chapter for the Book on Strata Mechanics - Int. Bureau of Strata Mechanics, 49 p..

Use of Scrubbers on Continuous Miners for Dust Control in Gassy Mine, Coal Cliff Colliery, 26 p. + 3 appendices and figures.

Determination of Relaxed Zone Around Development Roadways in Bulli Seam of West Cliff Colliery, Panel 315., 171 p.

Coal Clearance System for Kemcol Beaver, 32 p.

Implementation of Twin Panel ( Super Panel ) into North Cliff Colliery, 17 p.

Mechanical Properties of the Rock Mass Surrounding the Bulli coal seam in the Southern Coal Fields of NSW, 42 p. + Apps.

VCD Technology, Ohai Coalfield, Feasibility Study, 6 p. + figures, tables.

Report to Comalco, NZ Ltd ANZAS, Invercargil. Inspection of Ohai Coalfield, NZ., 10 p..

Improvement of Development Rate Investigations on Introduction of Super Panels., 42 p.

Investigation of Virgin Coal De-methanation, 16 p. + Apps.

Experimentation for the Design of Yielding Pillars to Improve Conditions under High Horizontal Stress, Vol. I & Vol. II

Stability of 390 Development Headings, Report to Coal Cliff Colliery, Geotechnical Investigations. 30 p, + numerous figures, tables.

33. Lama, R.D. (1988)

34. Lama, R£> (1988)

35. Lama, R.D Liversage, S. W. Walsh, R. (1987)

36. Lama, R.D (1988)

37. Liversage, S. W. Lama, R. D. Walsh R.

Harsapreyitno, S. & Komar, S. (1987)

38. Lama, R.D, Melrose, R. Walsh R. & (1987)

39. Lama, R.D. (1987)

40. Lama, R.D. (1987)

41. Basu, A. C. & Lama, R.D. (1987)

42. Lama, R.D. (1987)

43. Lama, R.D. (1986)

44. Lama, R.D. (1986)

45. Dowel, M.R.& Lama, R.D. (1986)

46. Lama, R.D Moxon, P.& Lamb, P.D. (1986)

System Design for Drainage of Goaf at Central Colliery, Queensland. 14 p.

Prediction of Gas Emission During Longwall Mining in Weddeibura Area, West Cliff Colliery, 15 p. + appendix.

Experiment of Using a Pre Driven Heading for Longwall 7 TakeOff at West Cliff Colliery, Report + Appendix A to D.

Development of Multiple Heading s with Pump Packing as Yielding Pillars Using Shortwall Technology, 34 p.

Investigation of Roof Stability Problems in 346 Panel at Coal Cliff Colliery. 54 p. + Apps.

Stability of 390 Panel Development Headings at Coal Cliff Colliery, Geotechnical Investigations. 56 p. + Apps.

Studies on the Use of Washery Reject at West Cliff Colliery 53 p. (Text + Figs. + Figs.)

Considerations of Gas Emission at Central Colliery, 171 p.( Text + Figs. + Tabs. + Calculations)

Comparison of the Methods of Diffusion and Darcy for Linear and Radial Flows for Determination of Field Parameters, Progress Report II, 15 p.

Stability of 390 Panel, Coal Cliff Colliery, 3 Area, 28 p + figs, and photographs

Notes on the Design of Longwall System at West Cliff Extended 27 p.

High Speed Transportation in Underground Mines, State of Art Report, 85 p Inc. figures. •

A Report to Investigate a Novel Ventilation Concept for West Cliff Extended Colliery, 21 p, + figs.

Damage to Stanwell Park VIADUCT. Geology, Mining and Observations. 29 p.

47. Lama, R.D. (1986)

48. Lama, R.D & Walsh, R. (1988)

49. Lama, R.D. & Duncan, B. L. (1986)

50. Lama, R.D. (1986)

51. Lama, R.D. (1986)

52. Lama, R.D. (1986)

53. Lama, R.D. (1986)

54. Lama, R.D. & Duncan, B.L. (1986)

55. Lama, R.D., Lamb, P. & Griffiths, L. (1985)

56. Lama, R.D., Khouw, S. L. (1985)

57. Lama, RX). & Duncan, B.L. (1985)

58. Lama, R.D. (1985)

59. McAlary, NJ. & Lama, R.D. (1984)

60. Lama, R.D. (1984)

61. Lama, R.D. (1984)

62. Lama, R.D. (1984)

63. Lama, R.D. (1984)

64. Lama, R.D. (1984)

Economic Analysis of U/G Storage System at West Cliff Colliery. 36 p.

West Cliff Colliery, Longwall 6, Main Gate Fall, 18 p. + numerous figures, photographs.

Desorbometer Tests on Coal CO2 and CH4 - Correlation of Water Column with Gas Content 240 p.

Comparison of Experimental Adsorption of CH4 and CO2 on Coal with Theoretical Prediction. 32 p.

Status of Roof Bolting in Coal Mines, 32p.

Stability of 390 Panel, Coal Cliff Colliery 3 Areas, 17p.

Geotechnical Investigation of Longwall Mining at West Cliff Colliery, 79 p. + plans.

High Pressure Adsorption of Gases in Coal. 97 p. ( Inc. Figs. + Tabs. + Apps.)

Directional Mining at West Cliff Colliery: Review of Mining Conditions on the South Coast of NSW and Recommendation, 35 p. + figures, plans.

C02 Gas Investigation in 3 Area, Coal Cliff Colliery, 12 p.

Effect of Vacuum on Desorption of Gases (Methane & Dioxide) from Core Samples, 12 p. + 138 p. Graphs, Tables & Figures.

Pre and Post Drainage of Gas at Tahmoor Colliery -Underground Systems Design, 34 p.

Prpgress Report III Gas Related Investigations on LW IH at West CUff Colliery, 60p.

Gas Drainage Investigation for Longwall Mining in 4 Areas, Darkes Forest Mine, 27 p. + numerous figures and plans.

Roof Control Problems in 313/314 Panels, West Cliff Colliery, 16 p.

Gas Emission and Gas Drainage Requirements During Early Phases of Development of Longwall Panels, Darkes Forest Mine, (1984-1986), 23 p.

Gas Drainage Investigation: Assessment of Gas Quantities Liberated During Longwall Mining at Tahmoor Colliery, 75p

Summary of Results of Results of Investigations on problems Related to Creep at West Cliff Colliery, bp. + Figs.

65. Lama, R.D. (1984)

66. Lama, R.D. (1984)

67. Lama, R.D. (1983)

68. Lama, R.D. & Basu, A.C. (1983)

69. Lama, R.D. (¡983)

70. Lama, R.D. (1983)

71. Lama, R.D. & Lamb, P.D. (1983)

72. Lama. R.D. (1983)

73. Lama. R.D. (1982)

74. Lama- R.D. (1982)

75. Lama, R.D. (1982)

77. Lama, R.D. & Lamb, P. D. (1982)

78. Lama. R.D. (1982)

79. Lama. R.D. (1982)

80. Lama, R.D. (1982)

81. Lama, R.D. Lamb, P.D. Walsh, R. & Griffiths L. (1982)

82. Lama, R.D. (¡982)

Uniaxial Compression Testing Results - West Cliff Colliery, 16 p.

Observation on Panel 471 and 472, Longwall 11. Main Tailgate Roadways. Summery of Results and Findings. 14 p. -<- Figures and plans.

Optimisation of the Borehole Parameters for Longhole Drilling. 35 p. Inc. Figs.

Directional Mining - Panel 240 Coal Cliff Mine, 12 p.

Roie of Drainage in Relations to Stoppages of Longwall I Due to Floor Bursts, 2 p. + 4 p. Figures.

Summary of Results of Finding on Investigations on Longwall -1, West Cliff Colliery, 9 p.

Proposed Programme of Geological, Geomechanical and Coal Quality Work, West Cliff Extended Colliery, 15 p.

Rock Mechanics Investigations for Predicting Mining Conditions Around the Pit Bottom Area, West Cliff 1 and 2 Shafts, 9 p.

Gas Emission Measurements at Darkes Forest Mine. 390 Panel, 7 p.

Docking Problems of Skips at No: 1 Shaft Pit Bottom. West Cliff Colliery, 8 p.

Post Drainage of Longwall I, West Cliff Colliery, (till 29-10-82), 18 p. + Figures.

76. Lama, R.D. (1982) Rib Bolting of Heading in Panel 313, West Cliff Colliery, 7 p.

Investigation on Stability of Pillars at the Pit Bottom, No: 2 Shaft, West Cliff Colliery, - A Case for Splitting of Pillars 25 p.

Investigations on the Effect of Surfactants to Control Coal Dust at the Face 7 p.

The Role of Gas on the Stability of an advancing Tunnel in Coal Mines and Investigation to Control Sudden Ejection of Coal from Tunnel Face, 9 p.

Stability of Longwall Gate Roads, Longwall - I, Panel 470 (Old Belt/Transport Road) - Report 1A, 5 p.

Stability of Longwall Gate Roads, Longwall - 1, Pane) 47!) and 471 - Report 1, 8 p.

Rib Bolting Trials in 313 Panel at West Cliff Colliery. 3p. + Figs.