Pobierz jako PDF - Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Górnictwa

Transkrypt

ISSN 0033-216X
3/2016
W GÓRNI
CT
A
W
ZYSZENIE
AR
IN
W
O
KÓ
NI
ÓW I T
IER
EC
N
H
ŻY
ST
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
1
założono 01.10.1903 r.
MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA
Nr 3 (1120) Tom 72 (LXXII)
marzec 2016
UKD 622.333: 622.28: 622.333-045.43
Wskaźnik skuteczności projektowania wyrobisk
korytarzowych
Index of roadway design efficiency
Dr hab. inż. Piotr Małkowski*)
dr hab. inż. Zbigniew
Niedbalski*)
Prof. dr hab. inż. Tadeusz
Majcherczyk*)
Treść: Zaprojektowanie wyrobiska podziemnego oraz jego obudowy, nawet jeżeli jest oparte na wieloletnim doświadczeniu, dość
dobrym rozpoznaniu warunków geologicznych i wykorzystaniu odpowiedniej metody obliczeń, zawsze niesie za sobą element
niepewności. Nowo projektowane wyrobisko w zasadzie nigdy nie będzie się znajdować w identycznych warunkach geologiczno-górniczych, jak sąsiednie wyrobiska, w rejonie których warunki te zostały rozpoznane. Jednym z największych problemów na
etapie projektowania jest właściwa ocena możliwości utrzymania stateczności wyrobiska. W artykule Autorzy zidentyfikowali
i ocenili czynniki naturalne (w tym niezależnie właściwości geomechaniczne), górnicze i techniczne (w tym niezależnie rodzaj
obudowy), które w głównej mierze decydują o możliwości utrzymania wyrobiska. Następnie zaproponowali, aby proces projektowania wyrobiska podzielić na dwa etapy: pierwszy, w którym ocenione zostają warunki górniczo-geologiczne panujące
wokół wyrobiska, oraz drugi związany z zastosowaną w wyrobisku obudową. Wówczas w pierwszym etapie ocenia się cechy
geologiczne i geomechaniczne górotworu, które predysponują dany fragment masywu skalnego do niszczenia, przemieszczeń
i odkształceń w aspekcie danej sytuacji górniczej. W drugim etapie ocenia się możliwość utrzymania wyrobiska, wynikającą
z dokładności jego wykonania i doboru konstrukcji obudowy i użytych w tym celu materiałów. Opierając się na istniejących
metodologiach oraz dotychczas prowadzonych badaniach własnych, Autorzy przedstawili wskaźnik wspomagający proces
projektowania wyrobisk podziemnych: wskaźnik skuteczności projektowania wyrobisk korytarzowych Nsp, który ocenia potencjalną możliwość utrzymania wyrobiska w danym rejonie kopalni.
Abstract: This paper presents a classification of geological, geomechanical, mining and technical factors (and type of support independently) based on Analytic Hierarchy Process analysis.. These factors determine the roadway stability. To assess the probability
and consequences of mine working instability, the authors propose to divide the process of design into two stages. The first
stage consists in the assessment of potential difficulties in ensuring roadway stability and rock mass deformation and damage,
based on geological, geomechanical and mining data. The second stage evaluates the success of roadway maintenance in
a given time period for selected technical solutions (roadway dimensions, support construction, chosen materials and workmanship). Basing on the existing methods of design as well as the authors’ own research, a new method of hard coal mine
roadways stability assessment has been developed. The Roadway Design Efficiency index Nsp was developed to assess the
possibility of roadway maintenance in advance of working drivage in local conditions.
Słowa kluczowe:
obudowa wyrobisk korytarzowych, projektowanie wyrobisk, ocena stateczności wyrobisk
Key words:
roadway support, roadway design, roadway stability assessment
*) AGH w Krakowie
2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
1. Wprowadzenie
Projektowanie obudowy wyrobisk podziemnych, nawet
jeżeli jest oparte na wieloletnim doświadczeniu, dość dobrym
rozpoznaniu warunków geologicznych i wykorzystaniu odpowiedniej metody obliczeń, zawsze niesie za sobą element
niepewności. Nowo projektowane wyrobisko w zasadzie
nigdy nie będzie się znajdować w identycznych warunkach
geologiczno-górniczych, jak sąsiednie wyrobiska, w rejonie
których warunki te zostały rozpoznane. Stosowane procedury
projektowania obudowy powinny ten fakt uwzględniać poprzez analizę określonych czynników, które będą wpływać na
potencjalne problemy z możliwością utrzymania stateczności
wyrobiska.
Niemal każdy proces projektowania obiektu czy konstrukcji zawiera w swoich procedurach [12]:
– określenie kształtu i wymiarów konstrukcji i jej poszczególnych elementów oraz dobranie odpowiedniego materiału;
– określenie obciążeń, jakie będą oddziaływały na poszczególne elementy konstrukcji;
– przyjęcie odpowiednich schematów statycznych w celu
jak najlepszego odwzorowania rzeczywistej pracy poszczególnych elementów konstrukcji;
– obliczenia sił wewnętrznych – najczęściej są to siły osiowe
i momenty gnące; w niektórych przypadkach obliczane są
przemieszczenia, najczęściej w postaci ugięcia;
– wymiarowanie, które polega na sprawdzeniu, czy siły
wewnętrzne w poszczególnych przekrojach elementów
2016
konstrukcji nie są większe od nośności tych przekrojów
lub też poprzez sprawdzenie warunku wytrzymałościowego; w niektórych przypadkach sprawdza się warunek
przemieszczeniowy, a więc czy w przyjętej konstrukcji
nie wystąpią nadmierne przemieszczenia wobec dopuszczalnych;
– sporządzenie dokumentacji technicznej i rysunków.
Metodologię projektowania obiektów podziemnych opartą
na schematach blokowych zawarto między innymi w pracy
[2]. Zaproponowany przez nich schemat obejmuje przebieg
bezpośredniego procesu projektowania obiektów podziemnych (rys. 1). Cały proces podzielony jest na siedem etapów
począwszy od ogólnej oceny zawierającej sformułowanie
celu, poprzez projektowanie wstępne, aż do projektowania
końcowego wraz z weryfikacją projektu. Każdy etap projektowania obejmuje wskazówki co do zadań niezbędnych do
zrealizowania inwestycji.
Nieco odmienne podejście, dedykowane bezpośrednio do
projektowania obudowy w wyrobiskach kopalń węgla kamiennego zastosowane zostało w pracy [1]. O ile konieczność
rozeznania warunków górniczo-geologicznych jest oczywista
i stosowana we wszystkich metodach, to już rozważanie
możliwości finansowych i opłacalności realizacji zaprojektowanej obudowy nie zawsze jest brane pod uwagę na etapie
projektowania. Podobnie jak uwzględnienie mechanizacji prac
i kosztów pracy [10].
W przypadku słabych skał oraz o dużej skłonności do
rozwarstwiania, a takimi są w wielu przypadkach skały
łupkowe w sąsiedztwie pokładów węgla, najważniejszymi
Rys. 1. Schemat blokowy procesu projektowania obiektów podziemnych wg [2]
Fig. 1. Flowchart of underground construction design procedure (after [2])
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
etapami prac przy prowadzeniu robót górniczych powinno
być właściwe projektowanie i dopasowywanie konstrukcji
obudowy do zmieniającej się sytuacji geologiczno-górniczej
na podstawie pomiarów w górotworze [2, 6,11, 14]. Zatem
już na etapie projektu powinien być uwzględniany plan
działań w przypadku wystąpienia zagrożenia dla utrzymania
stateczności konstrukcji.
Podczas projektowania wyrobisk występują jednak takie
przypadki, w których dotychczas znane metody i posiadane
doświadczenie nie są w stanie zagwarantować, że dla danych
warunków górniczo-geologicznych zastosowana zostanie
obudowa, która skutecznie zabezpieczy wyrobiska korytarzowe. Dotyczy to między innymi wyrobisk projektowanych na
dużych głębokościach, czy w rejonie zaburzeń tektonicznych.
Aktualnie w Polsce, w kopalniach węgla kamiennego, ale
również i innych krajach, wyrobiska znajdujące się poniżej
głębokości 1200 m nie należą do rzadkości, a w ciągu najbliższych kilku, kilkunastu lat będzie ich znacznie więcej. Stąd
rodzi się potrzeba przyjęcia takiej metodyki projektowania
obudowy, która niezależnie od warunków pozwoli na skuteczne utrzymanie funkcjonalności wyrobisk korytarzowych.
W artykule przedstawiono identyfikację czynników
wpływających na omawiane zagadnienie oraz opracowany na podstawie badań własnych wskaźnik skuteczności
projektowania wyrobisk korytarzowych, który może stać
się narzędziem pomocnym przy projektowaniu obudowy
podporowej wyrobisk korytarzowych w kopalniach węgla
kamiennego.
2. Określenie czynników wiodących wpływających na
skuteczność projektowania wyrobisk
Jednym z najważniejszych elementów projektowania
konstrukcji podziemnych, w tym obudowy wyrobisk korytarzowych jest rozpoznanie własności górotworu oraz właściwe uwzględnienie czynników górniczych. Rozpatrywane
zagadnienie należy uznać jako wielokryterialne, ze względu na
dużą liczbę czynników oraz ich różnorodność, bowiem część
określa się jakościowo, a część ilościowo. Jedną z metod,
którą wykorzystuje się do usystematyzowania czynników
i wskazania wzajemnych zależności jest metoda AHP
(Analityc Hierarchy Process). Choć pierwotnie metoda AHP
stosowana była głównie jako narzędzie wspomagające proces
decyzyjny w sytuacjach problematycznych i niejednoznacznych [13], to w późniejszym okresie czasu różnorodność jej
zastosowań była znacznie szersza, wraz z zastosowaniem
w zagadnieniach typowo górniczych [3, 4, 10]. Badania
z wykorzystaniem metody AHP z udziałem kilkudziesięciu
ekspertów przeprowadzono także dla oceny wpływu czynników geologicznych, górniczych oraz technicznych na projektowanie i utrzymanie wyrobisk [7, 8]. W sumie uwzględniono
47 czynników podzielonych na trzy grupy oraz dwie podgrupy.
Porównując czynniki główne ze sobą, eksperci uznali, że ich
istotność w procesie projektowania i utrzymania wyrobisk
w kopalniach węgla kamiennego jest następująca:
– czynniki naturalne – 43,63%,
– czynniki górnicze – 31,66%,
– czynniki techniczne – 24,71%.
Z powyższego wynika, że czynniki naturalne w największym stopniu są odpowiedzialne za skuteczność projektowania
wyrobisk korytarzowych. Mniejszy wpływ mają warunki
górnicze, a więc wykonane wcześniej prace obejmujące
wyrobiska korytarzowe i eksploatacyjne. Eksperci wskazują
też, że w najmniejszym stopniu skuteczność prac projektowych uzależniona jest od stosowanych, bieżących technologii
górniczych. Istotność czynników z drugiego poziomu, cha-
3
rakteryzujących poszczególne grupy czynników głównych,
przedstawia się według ekspertów następująco [7] [8]:
1. Czynniki naturalne
– obecność uskoku na wybiegu wyrobiska – 20,62%,
– aktywność sejsmiczna – 17,39%,
– własności geomechaniczne skał – 17,20% (wśród
tych własności hierarchia jest następująca: wskaźnik podzielności RQD – 21,67%, wytrzymałość na
jednoosiowe ściskanie skał stropowych – 20,84%,
wytrzymałość na rozciąganie warstw stropu – 15,26%,
wytrzymałość na ściskanie warstw ociosu – 13,62%,
rozmakalność – 13,27%, wytrzymałość na ściskanie
warstw spągu – 8,22%, ciężar objętościowy – 7,12%),
– drążenie wzdłuż strefy uskokowej – 16,92%,
– obecność cienkich warstw w stropie – 9,32%,
– zawodnienie – 7,98%,
– drążenie w fałdzie – 6,06%,
– nachylenie warstw – 4,51%.
2. czynniki górnicze
– sąsiedztwo wyrobisk eksploatacyjnych – 24,30%,
– oddziaływanie krawędzi eksploatacyjnych – 23,52%,
– sąsiedztwo pozostawionych resztek i filarów – 20,83%,
– sąsiedztwo zrobów – 18,13%,
– głębokość zalegania – 7,82%,
– sąsiedztwo wyrobisk korytarzowych – 5,40%.
3. Czynniki techniczne
– nośność obudowy – 24,73%,
– dokładność wykonania obudowy – 14,29%,
– rodzaj obudowy – 13,97%,
– czas utrzymania wyrobiska – 13,57%,
– wymiary i kształt wyrobiska – 12,77%,
– rodzaj opinki i wykładki – 9,28%,
– drążenie wyrobiska za pomocą MW – 5,12%,
– postęp drążenia przodka wyrobiska – 3,16%,
– drążenie wyrobiska za pomocą kombajnu – 3,11%.
Rodzaj obudowy znajdujący się w grupie czynników technicznych miał dodatkowo podgrupę, która oceniona została
według ekspertów w następującej hierarchii:
– obudowa podporowa z przykotwioną stropnicą za
pomocą podciągów – 24,44%,
– obudowa podporowo-kotwowa z kotwieniem pomiędzy odrzwiami – 20,48%,
– obudowa podporowa z przykotwioną stropnicą –
14,62%,
– obudowa podporowa wzmocniona podciągami na
stojakach – 12,99%,
– samodzielna obudowa kotwowa – 9,75%,
– obudowa podporowa wzmocniona podciągami –
9,25%,
– obudowa podporowa podatna – 3,12%.
Podobna analiza dotycząca przede wszystkim wpływu
warunków górniczo-geologicznych na stateczność wyrobiska
oraz wybór właściwej obudowy znajduje się w pracy [11].
Podkreślają oni znaczenie parametrów geomechanicznych
skał otaczających wyrobisko i możliwą ich zmienność,
szczególnie pod wpływem uwarstwienia i wody, które w dużej mierze decydują o lokalnych problemach z utrzymaniem
stateczności wyrobiska.
Ponieważ cykl istnienia wyrobiska dzieli się na trzy etapy:
projektowania, drążenia i eksploatacji, każdy z ww. etapów
musi zawierać pewne procesy, które należy zrealizować.
Osiągnięcie właściwych efektów w stadium kolejnym, wymaga zachowania wysokiej jakości prac w etapie poprzednim
oraz korzystnych warunków górniczo-geologicznych. Dla
oceny potencjalnej możliwości skutecznego projektowania
i funkcjonowania wyrobiska korytarzowego Autorzy artykułu
wyróżnili dwa etapy. Na etapie pierwszym, czyli na etapie
4
PRZEGLĄD GÓRNICZY
projektowania, należy przeanalizować czynniki naturalne,
górnicze i technologię drążenia. Pozwolą one na ocenę potencjalnej trudności w utrzymaniu wyrobiska oraz wskażą na
najlepszy dla tych warunków rodzaj obudowy. Po wykonaniu
wyrobiska, czyli w drugim etapie, należy dokonać analizy
czynników technicznych, w tym jakości wykonania i parametrów obudowy, które pozwolą na określenie potencjalnej
możliwości utrzymania wyrobiska w określonym czasie.
Należy zauważyć, że prowadzenie monitoringu dla oceny
skuteczności pracy zastosowanej obudowy w znaczący sposób
może przyczynić się do właściwej realizacji drugiego etapu,
tj. utrzymania funkcjonalności wyrobiska. Może też wskazać najlepsze metody wzmocnienia istniejącej już obudowy
w wyrobisku [9, 11].
3. Wskaźnik skuteczności projektowania wyrobisk korytarzowych
Dla oceny stopnia skuteczności projektowania obudowy
wykorzystano wyniki badań metodą AHP [9]. Na podstawie
2016
dokonanej przez ekspertów hierarchizacji poszczególnych
cech, utworzono algorytm punktowy. Każdemu z zamieszczonych czynników przypisano wartości wraz ze współczynnikiem wpływu na skuteczność projektowania i utrzymania
wyrobiska (tablica 1 ÷ 3). Ze względu na bardzo dużą rolę
własności geomechanicznych skał w procesie projektowania
i utrzymania wyrobisk, przyjęto te własności jako równorzędne
z czynnikami naturalnymi i górniczymi. Suma odpowiednich
czynników wynosi 100%. Zmienność każdego z czynników
mieści się w zakresie pięciu klas od najwyższej wpływającej
pozytywnie na projektowanie (współczynnik wpływu równy
1,0), do najniższej, maksymalnie utrudniającej projektowanie
i utrzymanie wyrobiska (współczynnik wpływu równy 0,2).
Zakresy zmienności poszczególnych czynników określono
na podstawie własnych doświadczeń w projektowaniu obudowy wyrobisk korytarzowych. W tablicach 2 i 3 przedstawiono
czynniki geomechaniczne i górnicze z odpowiednimi zakresami zmienności. Wskaźnik rozmakalności r jest wskaźnikiem
wpływu wody na skały opracowany przez Główny Instytut
Górnictwa w Katowicach [5].
Tablica 1. Zakres zmienności czynników naturalnych NN
Table 1. Range of geological factor variation NN
Lp.
Czynnik
Waga procentowa
wp
1
obecność uskoku na wybiegu
wyrobiska
24,9
2
aktywność sejsmiczna
21
3
drążenie wzdłuż strefy
uskokowej
20,4
4
obecność cienkich warstw
w stropie
pakiet 6-8 m
11,3
5
warunki wodne
9,6
6
drążenie w fałdzie
7,3
7
nachylenie warstw
5,5
Zmienność czynnika
brak
do 2 m
do 5 m
do 10 m
pow. 10 m
brak
do 10E3 J
do 10E4 J
do 10E5 J
pow. 10E5 J
brak
zrzut do 10 m
zrzut do 20 m
zrzut do 50 m
drążenie w strefie uskokowej
warstwy o grub. pow. 3 m
warstwy o grub. pow. 2 m
warstwy o grub. pow. 0,5 m
warstwy o grub. pow. 0,2 m
warstwy o grub. poniżej 0,2 m
brak poziomów wodonośnych
– strop nieprzepuszczalny
brak poziomów wodonośnych
– strop przepuszczalny
poziom wodonośny nad wyrobiskiem – strop
nieprzepuszczalny o grubości pow. 5 m
poziom wodonośny nad wyrobiskiem – strop
nieprzepuszczalny o grubości pon. 5 m
poziom wodonośny nad wyrobiskiem
– strop przepuszczalny
brak
skrzydło niecki po rozciągłości
skrzydło niecki przekątnie do rozciągłości
prostopadle do rozciągłości
synklina lub antyklina
do 5 st.
do 10 st.
do 20 st.
do 30 st.
pow. 30 st.
Współczynnik
wpływu ww
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
5
Tablica 2. Zakres zmienności czynników geomechanicznych NGm
Table 2. Range of geomechanical factor variation NGm
Lp.
Czynnik
Waga procentowa wp
1
podzielność skał stropowych
RQD
21,7
2
wytrzymałość na ściskanie
warstw stropu
Rcst
20,8
3
wytrzymałość na rozciąganie
warstw stropu
Rrst
15,3
4
warstw ociosu
Rco
13,6
5
rozmakalność
13,3
6
warstw spągu
Rcsp
8,2
7
ciężar objętościowy skał
stropowych
7,1
pow. 90%
pow. 75 %
pow. 50%
pow. 25%
0-24%
pow. 80 MPa
pow. 60 MPa
pow. 40 MPa
pow. 20 MPa
do 20 MPa
pow. 8 MPa
pow. 6 MPa
pow. 4 MPa
pow. 2 MPa
do 2 MPa
pow. 40 MPa
pow. 30 MPa
pow. 20 MPa
pow. 10 MPa
do 10 MPa
r=1
r≥0,8
r≥0,6
r≥0,4
r≥0,2
pow. 80 MPa
pow. 60 MPa
pow. 40 MPa
pow. 20 MPa
do 20 MPa
do 16 kN/m3
do 20 kN/m3
do 26 kN/m3
do 30 kN/m3
pow. 30 kN/m3
Tablica 3. Zakres zmienności czynników górniczych NGr
Table 3. Range of mining factor variation NGr
Lp.
Czynnik
Waga procentowa
wp
1
sąsiedztwo wyrobisk
eksploatacyjnych
24,3
2
oddziaływanie krawędzi
eksploatacyjnych
23,5
3
sąsiedztwo pozostawionych
resztek
i filarów
20,9
4
sąsiedztwo zrobów
18,1
nie
tak - h≤2 m, odl. pow. 50 m
tak - h>2 m, odl. pow. 50 m
tak - h≤2 m, odl. do 50 m
tak - h>2 m, odl. do 50 m
D>80 m
D>60 m
D>40 m
D≥20 m
D<20 m
brak
filar ochronny szybu, czysto wybrany pokład
filar oporowy, powyżej 50 m
filar oporowy powyżej 25 m
filar oporowy poniżej 25 m
nie
poniżej czysto wybranego pokładu
odl. w pokładzie 50-100 m
odl. w pokładzie 20-50 m
odl. w pokładzie poniżej 20 m
Współczynnik
wpływu ww
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
Współczynnik
wpływu ww
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
6
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
cd. Tablica 3.
5
głębokość zalegania
7,8
6
sąsiedztwo wyrobisk
korytarzowych
5,4
do 600 m
do 800 m
do 1000 m
do 1200 m
pow. 1200 m
brak
odl. pow. 30 m
odl. pow. 10 m
odl. poniżej 10 m
skrzyżowanie z innym wyrobiskiem
Powyższe dane pozwalają na zaproponowanie parametru
charakteryzującego skalę trudności w projektowaniu wyrobiska dla danych warunków górniczo-geologicznych. Parametr
ten nazwano wskaźnikiem skuteczności projektowania wyrobisk Nsp [9]:
(1)
gdzie:
NN – suma punktów dla czynników naturalnych określana
z tablicy 1 jako:
(2)
NGm–suma punktów dla czynników geomechanicznych
określana z tablicy 2 jako:
(3)
NGr –suma punktów dla czynników górniczych określana
z tablicy 3 jako:
(4)
wpi – waga procentowa danego czynnika z tabel 1÷3;
wwi – współczynnik wpływu danego czynnika z tabel 1÷3.
Uwzględniając najbardziej korzystne warunki geologiczno-górnicze, a więc w przypadku, gdy każdy z wymienionych
czynników uzyskałby najwyższą wartość współczynnika
wpływu, suma punktów wskaźnika skuteczności projektowania Nsp wyniesie 300, jednocześnie minimalna wartość wyniesie 60. Przyjęto skalę sześciostopniową, przy czym stopień
szósty oznacza brak możliwości zaprojektowania obudowy,
która zapewniłaby stateczność wyrobiska przez wymagany
dla niego okres czasu (tablica 4). Wskazuje to jednocześnie
na konieczność przyjęcia nowej lokalizacji wyrobiska.
i górnicze. Jako najważniejsze należy uznać: obecność uskoku
na wybiegu wyrobiska i aktywność sejsmiczną, podzielność
rdzeni wiertniczych RQD oraz sąsiedztwo wyrobisk eksploatacyjnych lub obecność krawędzi na wybiegu wyrobiska.
Identyfikacja innych kluczowych czynników wpływających
na efektywność projektowania wyrobisk wydatnie wpływa na
ocenę możliwości utrzymania ich stateczności. Może okazać
się, że w danym rejonie kopalni zaprojektowanie bezpiecznego
wyrobiska, które będzie zachowywać swoją stateczność przez
długi okres czasu jest w praktyce niemożliwe.
W celu wstępnej oceny warunków, w jakich ma istnieć
wyrobisko Autorzy artykułu proponują zastosować wskaźnik
skuteczności projektowania wyrobisk. Wskaźnik ten opracowany został specjalnie dla wyrobisk korytarzowych kopalń
węgla kamiennego, niemniej może zostać adoptowany do
warunków innych kopalń. Ocena ww. warunków pozwala
na przypisanie do wyrobiska jednego z sześciu stopni opisujących możliwość jego skutecznego zaprojektowania, co na
tym etapie projektowania prac górniczych może skutkować
zmianą jego wymiarów, usytuowania względem innych
wyrobisk i krawędzi eksploatacyjnych lub nawet całkowitą
zmianą jego lokalizacji. Podana w artykule procedura określania wskaźnika skuteczności projektowania wyrobisk może
stać się praktycznym inżynierskim narzędziem do określania
stateczności nowo projektowanych wyrobisk.
Praca zrealizowana w ramach badań statutowych nr
w AGH: 11.11.100.277/TM.
Literatura
1.
4. Podsumowanie
Projektowanie podziemnych wyrobisk korytarzowych
powinno rozpoczynać się od ustalenia warunków, w jakich będzie ono funkcjonować. W tym celu należy wziąć pod uwagę
podane przez Autorów czynniki naturalne, geomechaniczne
1
0,8
0,6
0,4
0,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
2.
3.
Canbulat I.: Roadway roof support design in critical areas at Anglo
American Metallurgical Coal’s underground operations. 2010
Underground Coal Operators’ Conference, University of Wollongong
& the Australasian Institute of Mining and Metallurgy 2010, s. 50-72.
Feng X.T., Hudson J.A.: Rock engineering design. London: CRC Press,
Taylor and Francis 2011, s. 468.
Guptaa S., Kumarb U.: An analytical hierarchy process (AHP)-guided
decision model for underground mining method selection International
Tablica 4. Skuteczność projektowania wyrobisk korytarzowych w kopalniach węgla kamiennego
Table 4. Efficiency in designing a roadway support in hard coal mines
Stopień
Opis
I
II
III
IV
V
VI
Bardzo sprzyjające warunki geologiczno-górnicze do projektowania
Korzystne warunki geologiczno-górnicze do projektowania
Średnie warunki geologiczno-górnicze do projektowania
Niekorzystne warunki geologiczno-górnicze do projektowania
Bardzo niekorzystne (trudne) warunki projektowania bezpiecznego wyrobiska
Brak możliwości zaprojektowania statecznego wyrobiska
Wskaźnik Nsp
punkty
261-300
221-260
181-220
141-180
101-141
60-100
Nr 3
4.
5.
6.
7.
8.
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Journal of Mining, Reclamation and Environment, Vol. 26, Issue 4, 2012,
s. 324-336, DOI: 10.1080/17480930.2011.622480.
Jamshidi M., Ataei M., Sereshki F., Jalali S. M. E.: The Application of
AHP Approach to Selection of Optimum Underground Mining Method,
Case Study: Jajarm Bauxite Mine (Iran). Archives of Mining Science,
vol. 54, issue 1, 2009, s. 103-117.
Kidybiński A.: Geotechniczne aspekty adaptacji wyrobisk likwidowanych na podziemne magazyny gazu. Kwartalnik „Górnictwo i
Środowisko” 2004, nr 2, s. 37-63.
Majcherczyk T., Małkowski P., Niedbalski Z.: Badania nowych rozwiązań
technologicznych w celu rozrzedzania obudowy podporowej w wyrobiskach korytarzowych. Uczelniane Wydawnictwa AGH, Kraków 2008.
Majcherczyk T., Małkowski P., Niedbalski Z.: Ocena schematów obudowy i skuteczności projektowania wyrobisk korytarzowych w kopalniach
węgla kamiennego. Wydawnictwa AGH, Kraków 2012.
Małkowski P., Majcherczyk T., Niedbalski Z.: Multi-criterion analysis
of factors affecting maintenance of roadways. AGH Journal of Mining
and Geoengineering, vol. 36, no 1, Kraków 2012, s. 243–252.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
7
Niedbalski Z.: Prognoza utrzymania funkcjonalności wyrobisk korytarzowych w kopalniach węgla kamiennego. Wydawnictwa AGH, Kraków
2014.
Namin F.S., Shahriar K., Bascetin A., Ghodsypour S.H.: Practical applications from decision-making techniques for selection of suitable
mining method in Iran. Mineral Resources Management, Vol. 25, Issue
3, 2009, s. 57-77.
Protosenya A.G., Trushko V.L.: Forecast of Excavation Stability in
Weak Iron Ore in Terms of the Yakovlevsky Deposit. Journal of Mining
Science, Vol. 49, No 4, 2013, s. 557–566.
Prusek S., Rotkegel M., Skrzyński K.: Proces projektowania obudowy
wyrobisk korytarzowych z wykorzystaniem systemu CAD. „Górnictwo
i Geoinżynieria” 2007, R. 31, z. 3/1, s. 485-496.
Saaty T.L.: The Analytic Hierarchy Process. McGraw Hill, New
York1980, s. 287.
Wang T., Fan Q.: Optimization of soft rock engineering with particular
reference to coal mining. International Journal of Rock Mechanics and
Mining Sciences, vol. 37, 2000, s. 535-542.
Zwiększajmy prenumeratę
najstarszego – czołowego miesięcznika
Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa!
Liczba zamawianych egzemplarzy określa zaangażowanie jednostki
gospodarczej w procesie podnoszenia kwalifikacji swoich kadr!
8
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 622.333: 622.28: 622.528.48: 622.624.042
Przejawy ciśnienia eksploatacyjnego w chodnikach
przyścianowych zlokalizowanych na głębokości około 1000 m
– badania dołowe
Signs of exploitation pressure in gateroads located at the depth of ca. 1000 m underground investigation
dr inż. Zbigniew Lubosik*)
dr inż. Andrzej Walentek*)
Treść: Eksploatacja pokładów węgla kamiennego prowadzona jest w większości krajów europejskich na głębokościach dochodzących, a nawet przekraczających 1000 m. Wzrost głębokości powoduje określone utrudnienia w utrzymaniu stateczności
wyrobisk górniczych. W artykule przedstawiono wybrane wyniki badań dołowych przeprowadzonych w czterech chodnikach
przyścianowych znajdujących się w zasięgu oddziaływania ciśnienia eksploatacyjnego ścian zawałowych zlokalizowanych
na głębokości około 1000 m. Badania dołowe swym zakresem obejmowały: ocenę wytrzymałości skał otaczających chodniki przyścianowe, określenie zasięgu strefy spękań wokół wyrobisk, pomiar konwergencji pionowej i poziomej chodników
przyścianowych, pomiar rozwarstwienia skał stropowych, pomiar obciążenia obudowy łukowej wyrobiska oraz pomiar
obciążenia obudowy kotwowej.
Abstract: In most of the European countries, underground hard coal mining is carried out at depths reaching and even exceeding 1000
m. The increase in depth causes specific difficulties in maintaining the stability of workings. This paper presents selected
results of underground tests carried out in four gateroads within the range of impact of exploitation pressure of longwall
cavings located at the depth of ca. 1000 m. The measurements included: assessment of strength of rocks surrounding the
gateroads, determination of the range of the fractured zone around workings, measurement of vertical and horizontal convergence of the gateroads, measurement of roof rocks strata displacement, measurement of load exerted on a standing support
and measurement of load on rock bolt support.
Słowa kluczowe:
wyrobisko korytarzowe, strefa spękań, pomiary dołowe, obciążenie
Key words:
dog heading, fracture zone, underground measurements, load
1. Wstęp
Podziemna eksploatacja pokładów węgla kamiennego prowadzona jest w większości krajów europejskich na głębokościach przekraczających 700 m. W Niemczech, w roku 2008,
średnia głębokość eksploatacji wynosiła 1100 m, a ściany
prowadzone były na głębokościach sięgających 1500 m [1].
Według danych z roku 2006, średnia głębokość, na której zlokalizowane były wyrobiska w kopalniach Wielkiej Brytanii,
wyniosła około 850 m [2]. W polskich i czeskich kopalniach,
w roku 2010, średnia głębokość eksploatacji wynosiła odpowiednio ok. 700 m i 900 m [7]. W tych krajach coraz częściej
prowadzi się również wydobycie z pokładów zlokalizowanych
*) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach
na głębokościach większych od 1000 m. Wzrost głębokości
powoduje określone utrudnienia w utrzymaniu stateczności
wyrobisk górniczych. Przy głębokościach powyżej 1000 m
obudowa poddawana jest znacznym obciążeniom, w tym
również dynamicznym, które są rezultatem wstrząsów górotworu. Występowanie pogorszonych warunków utrzymania
wyrobisk górniczych zlokalizowanych na znacznych głębokościach w kopalniach europejskich było przyczyną rozpoczęcia prac badawczych nad optymalnym typem obudowy.
Prace te rozpoczęto w ramach projektu pt. „Zaawansowane
systemy obudowy górniczej dla poprawy kontroli górotworu
w warunkach dużych naprężeń” o akronimie AMSSTED.
Projekt ten jest dofinansowany przez Europejski Fundusz
Badawczy Węgla i Stali (ang. RFCS). W realizacji projektu
biorą udział partnerzy z: Polski, Hiszpanii, Niemiec, Wielkiej
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Brytanii, Francji i Czech. Ze strony polskiej badania w projekcie AMSSTED wykonywane są przez Główny Instytut
Górnictwa (GIG) oraz Jastrzębską Spółkę Węglową (JSW),
w której w wielu przypadkach prowadzi się eksploatację na
głębokościach powyżej 1000 m. Ważnym etapem w realizacji
projektu AMSSTED są badania dołowe, które realizowano
w chodnikach przyścianowych. Badania te obejmowały:
– ocenę wytrzymałości skał otaczających wyrobisko,
– określenie zasięgu strefy spękań wokół wyrobiska,
– pomiar konwergencji pionowej i poziomej wyrobiska,
– pomiar rozwarstwienia skał stropowych,
– pomiar obciążenia obudowy łukowej wyrobiska,
– pomiar obciążenia obudowy kotwowej.
W artykule przedstawiono wybrane wyniki badań dołowych wraz z ich analizą. Wyniki badań będą wykorzystywane
w dalszych etapach realizacji projektu AMSSTED, czego rezultatem będzie opracowanie systemu obudowy dla wyrobisk
zlokalizowanych na znacznych głębokościach.
2. Opis warunków geologiczno-górniczych w rejonie
prowadzonych badań
Zaprezentowane w artykule wyniki badań dołowych dotyczą czterech chodników przyścianowych, zlokalizowanych
9
w czterech różnych kopalniach węgla kamiennego. Na potrzeby artykułu chodniki te oznaczono jako: chodnik A, chodnik
B, chodnik C oraz chodnik D.
Wszystkie badane chodniki stanowiły wyrobiska przyścianowe ścian prowadzonych z zawałem stropu, na wysokość od
1,6 do 3,4 m. Długość ścian wahała się w przedziale od 130
do 250 m, a nachylenie pokładów, w których prowadzono eksploatację wynosiło od 3 do 15°. Chodniki były zlokalizowane
na głębokości od 880 do 1090 m.
Ważnym parametrem, decydującym o deformacji górotworu wokół chodników oraz wartości obciążenia obudowy,
jest wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie skał znajdujących się w otoczeniu danego wyrobiska. W analizowanych
przypadkach średnie wartości wytrzymałości Rc, uzyskane na
podstawie badań penetrometrycznych kształtowały się odpowiednio: dla węgla od 9,3 do 22,1 MPa, dla skał stropowych od
26,8 do 49,6 MPa, a dla skał spągowych od 8,5 do 28,1 MPa.
Wybrane wielkości opisujące warunki geologiczno-górnicze w rejonie prowadzonych badań przedstawiono w tablicy 1.
Wszystkie wyrobiska znajdowały się w otoczeniu typowych dla Górnośląskiego Zagłębia Węglowego skał,
takich jak: łupki ilaste, łupki piaszczyste oraz piaskowce. Na
rysunku 1 zestawiono profile geologiczne przedstawiające
układ poszczególnych warstw skalnych w otoczeniu każdego
z badanych chodników przyścianowych.
Tablica 1. Podstawowe dane geologiczno-górnicze charakteryzujące obszary, w których przeprowadzono badań dołowe
Table 1. Basic geological, mining and technical data characteristic for the areas where underground investigations were carried
out
Nazwa chodnika
Głębokość, m
Chodnik A
Chodnik B
Chodnik C
Chodnik D
960
1090
960
880
Wysokość ściany Długość ściany
m
m
3,4
1,6-2,5
2,0
1,7
130
210
250
205
Nachylenie
pokładu
(o)
9,0
3,0
7,0
15,0
Średnie wytrzymałość na ściskanie Rc, MPa
Strop pokładu
Węgiel pokładu
Spąg pokładu
46,6
29,6
49,6
26,8
10,0
16,9
9,3
22,1
28,1
11,3
23,6
8,5
Rys. 1. Profile geologiczne skał otaczających badane chodniki przyścianowe: a) chodnik A; b) chodnik B; c) chodnik C; d) chodnik D
Fig. 1. Geological profiles of rocks surrounding longwall gateroads subject to investigation: a) gateroad A; b) gateroad B; c) gateroad C; d) gateroad D
10
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 2. Podstawowe parametry odrzwi obudowy wraz z dodatkowym wzmocnieniem stosowanym w badanych chodnikach
przyścianowych
Table 2. Basic parameters of set along with additional reinforcements applied in the gateroads subject to investigation.
Przekrój
poprzeczny
m2
Rozstaw
odrzwi
m
17,7
0,75
17,7
0,75
ŁP10/V32
S480W
ŁP10/V32
34GJ
Wysokość/
Szerokość
mm
3800
5500
3800
5500
Chodnik C
ŁP12/V32
S480W
4225
6100
21,9
0,75
Chodnik D
ŁP10/V29
S480W
3800
5500
17,7
1,00
Nazwa
chodnika
Chodnik A
Chodnik B
Typ obudowy
Gatunek stali
Obudowę chodników przyścianowych stanowiły odrzwia
łukowo-podatne ŁP wykonane z kształtownika V29 i V32 ze
stali zwykłej lub o podwyższonych parametrach wytrzymałościowych. Dla poprawy stabilności odrzwi kopalnie stosowały
odpowiednie wzmocnienie obudowy w postaci stojaków
stalowych oraz kotwi strunowych (tablica 2).
Dodatkowe wzmocnienie odrzwi obudowy chodników
przyścianowych
– stojaki stalowe cierne budowane w osi wyrobiska
w odległości 10-20 m przed frontem ściany
– stojaki stalowe cierne budowane w osi wyrobiska
w odległości 10-20 m przed frontem ściany
– stropnica stalowa wykonana z kształtownika V29
przykatwiana do stropu kotwą strunową o długości 6,0 m,
co pole raz z prawej a raz z lewej strony w odległości 0,8
m od osi wyrobiska, stojaki stalowe cierne budowane w osi
wyrobiska w odległości 10-20 m przed frontem ściany
– stropnica stalowa wykonana z kształtownika V29
przykatwiana do stropu kotwą strunową o długości 6,0 m,
co pole raz z prawej a raz z lewej strony w odległości 0,8
m od osi wyrobiska, stojaki stalowe cierne budowane w osi
wyrobiska w odległości 10-20 m przed frontem ściany
3. Metodyka prowadzonych badania i wyniki pomiarów
dołowych
Pomiary deformacji górotworu wokół chodników przyścianowych oraz obciążenia stosowanych w nich obudów były
prowadzone w specjalnie przygotowanych do tego celu bazach
Rys. 2.Schemat i lokalizacja bazy pomiarowej w chodniku przyścianowym: 1) otwór o długości 10,0 m do badań penetrometrycznych oraz endoskopowych; 2) otwór o długości 3,0 m do badań penetrometrycznych oraz endoskopowych;
3) otwór o długości 5,0 m do badań penetrometrycznych oraz endoskopowych; 4) otwór o długości 10,0 m do badań
endoskopowych; 5) kotew oprzyrządowana o długości 2,4 m; 6) rozwarstwieniomierz trójpoziomowy (10,0 m, 5,0
m oraz 2,0 m); 7) dynamometr hydrauliczny; 8) punkty odniesienia do pomiaru konwergencji pionowej i poziomej
chodnika
Fig 2. Diagram and location of measurement station in gateroad: 1) 10.0 m long borehole for penetrometer and borehole
camera; 2) 3.0 m long borehole for penetrometer and borehole camera; 3) 5.0 m long borehole for penetrometer and
borehole camera; 4) 10.0 m long borehole for borehole camera; 5) 2.4 m instrumented rockbolt; 6) three-position manual-reading telltale (10.0 m, 5.0 m and 2.0 m); 7) hydraulic dynamometer; 8) reference points to measure horizontal
and vertical convergence of gateroads
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
pomiarowych. Bazy te były zakładane w odległości od 150 do
250 m przed frontem ściany. Schemat bazy pomiarowej oraz
jej lokalizację przedstawiono na rysunku 2.
W pierwszej kolejności w każdym z chodników wykonywano trzy otwory wiertnicze w stropie, spągu i ociosie
wyrobiska o średnicy 95 mm i długościach: 10,0 m, 5,0 m i
3,0 m (rys. 2 - pozycja 1, 2 i 3) w celu przeprowadzenia badań
penetrometrycznych. Na podstawie uzyskanych wyników
badań określono wytrzymałość na ściskanie i rozciąganie
skał występujących w otoczeniu wyrobisk przyścianowych
będących przedmiotem badań. Po zakończeniu badań penetrometrycznych do otworów tych wprowadzano kamerę
endoskopową w celu oceny spękań w górotworze otaczającym
chodniki przyścianowe [6, 8]. Dla dokładnej oceny przebiegu
(kształtu) tej strefy w stropie wyrobiska wykonano dodatkowe dwa otwory o średnicy 75 mm i długości około 10 m,
odchylone w stosunku do osi wyrobiska pod kątem około 35°
(rys. 2 – 4). Zakładano, że badania spękań górotworu będą
prowadzone we wszystkich otworach wiertniczych, jednak
z przyczyn technicznych nie zawsze było to możliwe.
Wynikało to między innymi z faktu zalania wodą niektórych
otworów spągowych lub w przypadku otworów ociosowych,
utraty ich drożności. Pierwsze pomiary były realizowane
w odległości około 250 m przed frontem eksploatacji, następne
zaś w miarę zbliżania się frontu ściany.
Kolejnym badanym parametrem w analizowanych wyrobiskach był pomiar obciążenia obudowy ŁP. W tym celu
do badań wykorzystano cztery dynamometry hydrauliczne,
które podłożone zostały pod łuki ociosowe dwóch sąsiednich
odrzwi obudowy ŁP (rys. 2 - pozycja 7). Na jedne odrzwia
przypadały dwa dynamometry hydrauliczne o zakresie pomiarowym od 0 do 600 kN każdy. W ten sposób możliwy
był pomiar sił reakcji powstałych w wyniku obciążenia
działającego ze strony górotworu na obudowę, zarówno po
stronie ociosu ścianowego, jak i przeciwległego. Dla ułatwienia zbierania danych pomiarowych, we wszystkich bazach
przyjęto ten sam układ oznaczenia dynamometrów. Na
ociosie przyległym do ściany znajdowały się dynamometry
o numerach 1 i 3 (rys. 4), natomiast na ociosie przeciwległym
o numerach 2 i 4 (rys. 4).
Podczas badań dołowych, w każdej bazie pomiarowej
w pułapie chodników przyścianowych zastosowano także,
dwie oprzyrządowane kotwie stalowe (rys. 2 - pozycja 5)
o długości 2,4 m i średnicy 22 mm. Kotew oprzyrządowana
jest przyrządem przeznaczonym do pomiaru sił osiowych
w kotwi, powstałych w wyniku oddziaływania górotworu.
Kotew tego typu zbudowana jest w oparciu o standardową
kotew stalową o nośności 180 kN, na której naklejone zostały
czujniki tensometryczne. Typowa konstrukcja wyposażona
jest w 9 par tensometrów naklejonych przeciwlegle do siebie
w równych odległościach, w rowkach wykonanych na całej
długości kotwi [4, 9]. Tensometry przyklejane są do kotwi za
pomocą specjalnych klejów, a do zabezpieczenia ich przed
wilgocią całość powlekana jest masą akrylową. Wszystkie
tensometry połączone są za pomocą przewodów z szeregowym złączem typu RS-232 DB25 umieszczonym na końcu
kotwi. Złącze to umożliwia transmisje danych pochodzących
z tensometrów do przenośnego czytnika lub zdalnego systemu
monitoringu. W przypadku niniejszych badań do odczytu
kotwi zastosowano STRAIN-GAUGE METER &LOGGER
TYPE SM02. Pomiary wykonywane były kilkukrotnie wraz
z zbliżającym się czołem ściany.
Dla rozszerzenia pomiarów dołowych związanych z oceną
jakości skał zalegających w pułapie chodników przyścianowych, w każdej bazie pomiarowej zainstalowano rozwarstwieniomierze trójpoziomowe typu Telltale (rys. 2 - pozycja
6) [3]. Kotwiczki stabilizujące linki pomiarowe zabudowano
11
w skałach stropowych na trzech wysokościach: 2,0 m, 5,0
m oraz 10,0 m. Takie rozmieszczenie kotwiczek pozwala
określić w jakiej odległości od pułapu chodnika dochodzi do
największych rozwarstwień stropu podczas zbliżającego się
frontu ściany. Wyniki te nie mówią nam jednak o ilości powstałych spękań, a jednie o sumarycznym ich rozwarstwieniu,
stąd też stanowią one znakomite uzupełnienie stosowanych
badań endoskopowych.
W chodnikach prowadzono również pomiary zmian wysokości oraz szerokości wyrobisk (rys. 2 - pozycja 8). Celem
tych badań było określenie wpływu zbliżającego się frontu
ściany na wielkość deformacji wyrobisk przyścianowych
zlokalizowanych na dużej głębokości. Zgodnie z stosowaną
w GIG metodyką badań [6], zainstalowano pomiędzy odrzwiami obudowy ŁP w stropie, spągu oraz ociosach chodnika
repery pomiarowe (kotwie o długości 0,5 m). Repery te
podczas pomiarów stanowiły stałe punkty odniesienia, co
pozwalało na monitorowanie gabarytów wyrobiska zawsze
w tej samej płaszczyźnie. Odległości pomiędzy poszczególnymi reperami (strop-spąg, ocios-ocios) mierzone były za
pomocą przenośnych dalmierzy laserowych.
Wszystkie opisane badania w chodnikach przyścianowych
odbywały się cyklicznie w przyjętych odstępach czasowych,
uzależnionych od dobowego postępu frontu ścian. Pełne cykle
pomiarowe w poszczególnych chodnikach przeprowadzono
w następujących odległościach przed frontem ścian:
– 220 m, 184 m, 90 m, 53 m i 12 m – chodnik A,
– 148 m, 100 m, 48 m i 17 m – chodnik B,
– 200 m, 150 m, 45 m i 17 m – chodnik C,
– 154 m, 96 m, 30 m i 10 m – chodnik D.
Rezultaty przeprowadonych badań dołowych w analizowanych chodnikach przyścianowych przedstawiono
w postaci wykresów obrazujących: zmianę wysokości i szerokości chodnika (rys. 3), obciążenie odrzwi obudowy ŁP (rys.
4), rozkład sił osiowych w kotwi oprzyrządowanej (rys. 5),
wartości rozwarstwienia skał stropowych (rys. 6).
Ponadto, na rysunku 7 przedstawiono wyniki badań
endoskopowych, na podstawie których określono zasięg
strefy spękań górotworu wokół chodników przyścianowych.
Również w tym przypadku ze względu na obszerność sposobu prezentacji wyników, w artykule przedstawiono jedynie
rezultaty badań dla stanu początkowego, wykonane podczas
pierwszego pomiaru dołowego w odległości około 154-250
m przed frontem ściany, oraz stanu końcowego w odległości
około 12-17 m przed czołem ściany.
4. Analiza wyników badań dołowych
Zaprezentowane w artykule rezultaty badań dołowych
(rys. 3-7), świadczą o zróżnicowaniu wielkości deformacji
górotworu i obciążeniu obudowy w czterech chodnikach przyścianowych zlokalizowanych na głębokości około 1000 m.
Wpływ na to mają między innymi: rodzaj oraz układ warstw
skalnych otaczających wyrobiska, parametry wytrzymałościowe skał, wielkość przekroju poprzecznego chodników, rodzaj
stosowanej w chodnikach obudowy, wysokości prowadzenia
ściany i jej dobowego postępu.
Pierwsze różnice widoczne są w wynikach pomiarów konwergencji pionowej i poziomej w poszczególnych chodnikach
(rys. 3). Wpływ zbliżającego się frontu ściany spowodował,
że wartość konwergencji pionowej w chodniku A wynosiła
253 mm, w chodniku B około 783 mm, natomiast w chodnikach C i D, po uwzględnieniu wykonanej przybierki spągu
wartości konwergencji pionowej wynosiły odpowiednio 732
mm oraz 2154 mm. W przypadku konwergencji poziomej
12
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 3. Wyniki pomiarów zmian wysokości i szerokości chodników przyścianowych w zależnosci od odlełgości frontu ściany:
a) chodnik A; b) chodnik B; c) chodnik C; d) chodnik D
Fig. 3. Results of measurements of changes in height and width of gateroads depending on the distance of the longwall face:
a) gateroad A; b) gateroad B; c) gateroad C; d) gateroad D
Rys. 4. Wyniki pomiarów obciążenia odrzwi obudowy chodników przyścianowych w zależnosci od odlełgości frontu ściany:
Fig. 4. Results of measurements of load exerted on the set of LP support of gateroads depending on the distance of the longwall face: a) gateroad A; b) gateroad B; c) gateroad C; d) gateroad D
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 5. Wyniki pomiarów sił osiowych w kotwiach oprzyrządowanych w zależnosci od odlełgości frontu ściany:
Fig. 5. Results of measurements of axial force in instrumented rockbolts for gateroads depending on the distance
of the longwall face: a) gateroad A; b) gateroad B; c) gateroad C; d) gateroad D
Rys. 6. Wyniki pomiarów rozwarstwienia skał zalegających w pułapie chodników w zależnosci od odlełgości frontu ściany: a) chodnik A; b) chodnik B; c) chodnik C; d) chodnik D
Fig. 6. Results of measurements of deformation profile of the roof strata in gateroads depending on the distance
of the longwall face: a) gateroad A; b) gateroad B; c) gateroad C; d) gateroad D
13
14
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 7. Wyniki pomiarów zasięgu strefy spękań skał wokół chodników przyścianowych a), b) chodnik A; c),
d) chodnik B; e), f) chodnik C; g), h) chodnik D
Fig. 7. Results of measurements of range of fracture zone of rocks surrounding the gateroads: a), b) gateroad
A; c), d) gateroad B; e), f) gateroad C, g), h) gateroad D
2016
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
wartości te wynosiły odpowiednio: 250 mm, 464 mm, 271
mm oraz 2126 mm. Badania dołowe wykazały, że decydujący
udział w pionowej konwergencji chodników przyścianowych
miało zjawisko wypiętrzenia skał spągowych. Stwierdzono,
że wypiętrzanie skał spągowych w tych chodnikach, w trakcie prowadzonych badań stanowiło od 70 do 90% całkowitej
wartości konwergencji pionowej. Fakt ten potwierdzają między innymi zarejestrowane wskazania rozwarstwieniomierzy
trójpoziomowych Telltale (rys. 6). Maksymalne wartości rozwarstwień w dziesięciometrowych pakietach skał stropowych
wynosiły od 27 do 74 mm.
Bardzo istotne dla oceny wielkości przekroju poprzecznego chodnika w rejonie czoła ściany jest odniesienie wartości
pierwszego pomiaru (wykonanego w trakcie zakładania bazy
pomiarowej) do początkowych wymiarów chodnika, czyli
w chwili jego drążenia (tablica 2). W przypadku chodnika
A początkowa różnica wysokości wyrobiska wynosiła 262
mm, w chodniku B niespełna 10 mm, chodniku C wartości
te dochodziły do 1265 mm, natomiast w chodniku D 246
mm Różnice zaobserwowano również w szerokościach
chodników, które wynosiły odpowiednio: 250 mm,
5,0 mm, 779 mm oraz 1074 mm. Wyniki te wskazują, że
połowa całkowitej konwergencji pionowej w chodnikach A
i C nastąpiła jeszcze przed wpływem eksploatacji ścianowej.
Na podstawie powyższych wyników pomiarów deformacji chodników przyścianowych, dla każdego z nich
obliczono minimalną wartość pola przekroju porzecznego
w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem. Ma to istotne
znaczenie przy projektowaniu przewietrzania całego rejonu
ściany, zwłaszcza w przypadku prowadzenia eksploatacji
w pokładach o dużym zagrożeniu metanowym. Obliczono, że
w chodniku A minimalny przekrój poprzeczny wynosił 14,2
m2 (zmniejszenie o 20%), w chodniku B 13,3 m2 (zmniejszenie
o 25%), natomiast w chodnikach C oraz D po uwzględnieniu przybierki spągu odpowiednio 14,3 m2 (zmniejszenie
o 35%) oraz 4,4 m2 (zmniejszenie o 75%). W przypadku gdyby
w chodnikach C i D nie wykonano przybierki spągu, wówczas
pola przekroju wynosiłyby odpowiednio 8,4 m2 (zmniejszenie o 62%) oraz 2,8 m2 (zmniejszenie o 84%). Sytuacja ta
mogłaby spowodować istotne utrudnienia w prawidłowym
przewietrzaniu całego rejonu ściany.
Analiza wyników pomiarów obciążenia obudowy ŁP przeprowadzonych za pomocą dynamometrów hydraulicznych,
wskazuje, że pierwsze wpływy ciśnienia eksploatacyjnego
zauważalne są już w odległości około 200 m przed frontem
ściany (rys. 4 a c). Od tej odległości następuje systematyczny wzrost obciążenia. Całkowite maksymalne obciążenie
pojedynczych odrzwi ŁP, budowanych w rozstawie 0,75 m
wynosiło dla: chodnika A – 244 kN, chodnika B – 160 kN,
chodnika C – 470 kN oraz chodnika D – 270 kN. Wartości
te nie przekraczały dopuszczalnych maksymalnych nośności
odrzwi zastosowanych w tych chodnikach, które wynosiły 460
kN/m dla obudowy ŁP10 oraz 520 kN/m dla obudowy ŁP12.
Ponadto, na podstawie zmierzonych wartości obciążenia
odrzwi, można stwierdzić, że w każdym z badanych chodników przyścianowych obudowa obciążana była w sposób
asymetryczny. Generalnie większe wartości obciążenia występowały po stronie ociosu ścianowego, a niższe na ociosie
przeciwległym.
W wyrobiskach badano również obciążenia oprzyrządowanych kotwi stalowych wyposażonych w tensometry. Na rysunku 5 przedstawiono wyniki pomiarów rozkładu sił osiowych
na długości kotwi w zależności od położenia frontu ściany.
W trzech przypadkach maksymalne wartości sił osiowych
przekroczyły dopuszczalną, podaną przez producenta, nośność
kotwi oprzyrządowanej równą 180 kN. Wartości te w chodnikach A, B, C wynosiły odpowiednio: 240 kN, 248 kN oraz
15
200 kN. W przypadku chodnika D wartość siły osiowej była
minimalnie niższa od dopuszczalnej nośności i wynosiła 177
kN. Wszystkie zarejestrowane wartości obciążenia w kotwiach
stanowiły siły rozciągające. Badania wykazały, że największe
zmiany odkształceń zarejestrowały tensometry położone na
długościach kotwi pomiędzy 1,2 a 1,8 m. Ponadto, istotny
przyrost wartości sił osiowych w kotwiach odnotowano, gdy
front ściany znajdował się w odległości około 50 m. Wpływ na
uzyskanie tak dużych sił osiowych w kotwiach miało zjawisko
powstawania spękań i szczelin w skałach stropowych (rys. 7)
oraz ich rozwarstwienie w wyniku oddziaływania zbliżającego
się frontu ściany (rys. 6). To właśnie na wysokości do 2,4 m
nad chodnikiem we wszystkich przypadkach występowały
największe przyrosty liczby spękań skał stropowych oraz
zmiany wartości rozwarstwienia. Dla przykładu w chodniku
B podczas zakładania bazy pomiarowej w pierwszym pomiarze do wysokości 2,4 m stwierdzono 5 spękań, natomiast
w odległości 17 m przed frontem ściany liczba spękań wzrosła
do 17 (rys. 7d). Wartość rozwarstwienia tego pakietu skał
wynosiła 21 mm (rys. 6b).
Zestawiając ze sobą wyniki badań endoskopowych oraz
rozwarstwień skał stropowych, zauważono że największe
sumaryczne rozwarstwienia skał do wysokości 10 m uzyskano przy najmniejszej liczbie spękań w chodniku A (rys.
6a, 7b), natomiast najmniejsze rozwarstwienia w chodniku
D (rys. 6d, 7h). Świadczy to, że spękania nad chodnikiem A,
w przeciwieństwie do spękań powstałych nad chodnikiem D,
miały tendencje do dużego rozwierania się.
Wyniki badań endoskopowych (rys. 7) w tych wyrobiskach
wykazały, że wpływ eksploatacji ścianowej na dużych głębokościach nie powodował znacznego wzrostu zasięgu strefy
spękań, a jedynie wzrost liczby spękań i ich sumarycznego
rozwarstwienia. W trzech chodnikach nie zarejestrowano
zmian w zakresie maksymalnych zasięgów strefy spękań
skał stropowych pomiędzy pierwszym a ostatnim pomiarem
i wynosiły one odpowiednio: 1,7 m, 9,4 m oraz 8,6 m. Jedynie
nad chodnikiem D zasięg strefy spękań skał zalegających
w pułapie wyrobiska zwiększył się z 5,2 do 9,4 m. We wszystkich przypadkach zaobserwowano wzrost liczby spękań skał
zalegających nad wyrobiskami: chodnik A z 5 do 7, chodnik
B z 10 do 32, chodnik C z 11 do 30 oraz chodnik D z 7 do 15.
Taka sytuacja ma istotne znaczenie, zwłaszcza w przypadku
stosowania obudowy kotwowej.
5. Podsumowanie
Kraje europejskie coraz częściej prowadzą podziemną
eksploatację pokładów węgla kamiennego na głębokościach
większych od 1000 m. Taka sytuacja powoduje, że w wyrobiskach górniczych często występują znaczne wartości
konwergencji pionowej oraz poziomej, spowodowane oddziaływaniem na obudowę znacznych obciążeń.
Artykuł przedstawia wyniki pomiarów dołowych w zakresie deformacji górotworu i obciążenia obudowy czterech
chodników przyścianowych zlokalizowanych na dużych
głębokościach, wynoszących około 1000 m. Wyniki wskazują na wpływ oddziaływania ciśnienia eksploatacyjnego na
wartość konwergencji wyrobiska, liczbę spękań górotworu
oraz obciążenia obudowy łukowej i kotwowej stosowanej
w chodnikach przyścianowych.
Badania te wykazały, że w przypadku chodników przyścianowych zlokalizowanych na głębokości około 1000
m obserwuje się znaczne ruchy skał spągowych oraz skał
zalegających w ociosach wyrobiska, zwłaszcza w przypadku
skał o niskich parametrach wytrzymałościowych. Wpływ
ciśnienia eksploatacyjnego zaczynał uwidaczniać się w tych
16
PRZEGLĄD GÓRNICZY
wyrobiskach w odległości około 200 m przed frontem ściany.
W odległości pomiędzy 100 m a 50 m obserwowano już istotny wpływ ciśnienia eksploatacyjnego na badane parametry
(deformacja wyrobiska, rozwarstwienie stropu, obciążenie
obudowy). W badanych chodnikach zaobserwowano również
zjawisko niesymetrycznego obciążenia odrzwi obudowy stalowej. Większe wartości obciążenia występowały od strony
ściany, a mniejsze od ociosu przeciwległego ścianie.
Zaprezentowane w artykule wyniki pomiarów dołowych
stanowią duży wkład badawczy do realizowanego projektu
AMSSTED i trwającym w nim obecnie etapie projektowania
obudowy dla chodników przyścianowych zlokalizowanych na
znacznych głębokościach. W oparciu o uzyskane wyniki badań
przeprowadzono szereg obliczeń numerycznych w zakresie
odwzorowania przejawów ciśnienia eksploatacyjnego ściany
zawałowej w chodnikach przyścianowych oraz optymalizacji
systemu obudowy chodnikowej stosowanej w analizowanych
warunkach geologiczno-górniczych.
Artykuł został przygotowany w oparciu o wyniki badań
przeprowadzonych w ramach projektu badawczego
„Zaawansowane systemy obudowy dla poprawy kontroli
górotworu w warunkach znacznych naprężeń” (AMSSTEDAdvancing Mining Support Systems to Enhance the Control of
Highly Stressed Ground) realizowanego w ramach Funduszu
Badań w obszarze Węgla i Stali – RFCS. Kontrakt nr RFCRCT-2013-00001, lata realizacji: 2013-2016.
2016
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
Alber M., Fritschen R., Bischoff M., Meier T.: International Journal of
Rock Mechanics & Mining Sciences. 46, 2009, pp. 408-420.
Bigby D., Altounyan P., Cassie J.: Coal Mine Ground in Western Europe:
Past, Present and Future. 25th International Conference on Ground
Control in Mining, 2006.
Bigby D., Hurt K., MacAndrew K.: The Autowarning Telltale: A
New Safety Monitoring Device for Pillar Extraction Operations,
30th International Conference on Ground Control in Mining. USA,
Morgantown, 2011.
Lubosik Z., Rajwa S., Walentek A., Wrana A.: Badania wpływu
oddziaływania frontu eksploatacji zawałowej na obciążenie kotwi stalowej zastosowanej w chodniku przyścianowym. IV Międzynarodowa
Konferencja Naukowo-Szkoleniowa pt. Wybrane zagadnienia wentylacyjne i pożarowe w kopalniach. Rudy Raciborskie, Wrzesień 2014.
Małkowski P.: Badania endoskopowe dla określania jakości skał.
„Górnictwo i Geoinżynieria” 2003, nr 3-4.
Prusek S.: Methods of predicting deformation of gateroads in the areas
exploited with roof caving. Prace Naukowe GIG nr 874. Katowice 2008.
Prusek S., Lubosik Z., Dvorsky P., Horak P.: Gateroad support in the
Czech and Polish coal mining industry – present state and future developments. 30th International Conference on Ground Control in Mining.
USA, Morgantown, July 2011.
Walentek A., Lubosik Z., Prusek S., Masny W.: Numerical Modelling
of the Range of Rock Fracture Zone around Gateroads on the Basis of
Underground Measurement Results. 28th International Conference on
Ground Control in Mining. USA, Morgantown, July 2009. s. 121-128.
www.golder.co.uk.
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
17
UKD 622.333: 622.624.044: 622.333-049.7
Ocena spękań filarów węglowych pozostawianych pomiędzy
chodnikami przyścianowymi
Assessment of fractures in coal pillars left between gateroads
mgr inż. Aleksander Wrana*)
dr hab. inż. Stanisław Prusek prof. GIG*)
Treść: Przedmiotem artykułu są filary węglowe pozostawiane pomiędzy chodnikami przyścianowymi sąsiadujących ze sobą pól
ścianowych. Tego typu filary stosowane są zarówno w przypadkach systemu ścianowego z pojedynczymi, jak i wieloma chodnikami przyścianowymi. Generalnie zakłada się, że filary powinny posiadać takie wymiary, które zagwarantują utrzymanie ich
stateczności, a tym samym stateczności chodników przyścianowych. W górnictwie światowym, w zależności od doświadczeń
poszczególnych kopalń, stosowane są filary o szerokości od kilku do kilkudziesięciu metrów. W artykule przedstawiono doświadczenia górnictwa światowego dotyczące stosowania filarów w eksploatacji ścianowej, wybrane metody ich projektowania oraz
wyniki badań endoskopowych spękań filarów węglowych. Uzupełnieniem badań endoskopowych były pomiary konwergencji
wyrobisk przyścianowych zlokalizowanych wzdłuż przedmiotowych filarów. Badania wykonano w dwóch parcelach ścian
zawałowych zlokalizowanych na głębokościach ok. 300 m i ok. 900 m.
Abstract: This paper presents a description of coal pillars left between gateroads of adjacent longwall panels. These type of pillars are
used in single entry as well as in multiple entry longwall systems. Generally, it is assumed that pillars should have dimensions
that guarantee their stability and thus stability of the gateroad. In mines around the world, pillars of width from a few meters to
several tens of meters are used, depending on experience of a particular mine. This paper presents the worldwide experiences
concerning coal pillars in longwall mining, selected designing methods and results of coal pillar fracturing assessment by
application of an endoscopic method. The endoscopic method was supplemented by convergence measurements in gateroads
near the pillars. The research was conducted in two longwall panels, at depth of ca. 300 and 900 meters.
Słowa kluczowe:
górnictwo, chodniki przyścianowe, filary węglowe, deformacja
Key words:
mining, gateroads, coal pillars, deformation
1. Wprowadzenie
Podczas prowadzenia podziemnej eksploatacji pokładów
węgla kamiennego często występują sytuacje, kiedy podejmuje się decyzję o pozostawieniu części złoża w postaci tak
zwanych filarów. Filary węglowe definiowane są jako calizna
kopaliny o różnej szerokości pozostawiona celowo, ze względów bezpieczeństwa, przy podziemnej eksploatacji złoża [16].
Z uwagi na pełnioną funkcję filary węglowe podzielić można
na [6, 21, 22]:
– oporowe – stanowiące część pokładu pozostawianą pomiędzy dwoma wyrobiskami chodnikowymi lub zrobami
a nowo drążonym wyrobiskiem w celu zapewnienia stabilności oraz ograniczenia ich konwergencji,
– ochronne – stanowiące część pokładu pozostawianą dla
ochrony obiektów powierzchniowych lub podziemnych,
– bezpieczeństwa – stanowiące część pokładu pozostawioną w celu zabezpieczenia wyrobisk przed wdarciem
się wód ze zbiorników wodnych i warstw wodonośnych
lub rozprzestrzenieniem się pożaru i wypływem gazów
pożarowych.
W Instrukcji GIG [7] wyróżnia się również pasy i płoty
węglowe. Są to części pokładów, pozostawione pomiędzy
zrobami a nowo drążonym chodnikiem, o szerokości odpowiednio do 10 m i do 5 m. Niemniej jednak, biorąc pod uwagę
terminologię stosowaną w górnictwie światowym, w niniejszej publikacji stosowane będzie pojęcie filara węglowego,
niezależnie od szerokości pozostawionej calizny.
Przedmiotem artykułu są filary węglowe pozostawiane
w przypadku stosowania systemu ścianowego pomiędzy par-
18
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
celami ścian. Tego typu filary stosowane są zarówno w przypadkach systemu ścianowego z pojedynczymi, jak i wieloma
chodnikami przyścianowymi. Generalnie zakłada się, że filary
powinny posiadać takie wymiary, które zagwarantują utrzymanie ich stateczności, a tym samym stateczności chodników
przyścianowych. W górnictwie światowym, w zależności od
doświadczeń poszczególnych kopalń, stosowane są filary
o szerokości od kilku do kilkudziesięciu metrów.
W artykule przedstawiono doświadczenia górnictwa
światowego dotyczące stosowania filarów w eksploatacji
ścianowej, wybrane metody ich projektowania oraz wyniki
badań endoskopowych spękań filarów węglowych. Uzupełnieniem badań endoskopowych były pomiary konwergencji wyrobisk przyścianowych zlokalizowanych wzdłuż
przedmiotowych filarów. Badania wykonano w dwóch
parcelach ścian zawałowych zlokalizowanych na głębokościach ok. 300 m i ok. 900 m. Jedne pole ściany znajdowało
się w jednostronnym, a drugie w obustronnym otoczeniu
zrobami zawałowymi.
2. Doświadczenia górnictwa światowego w zakresie stosowania filarów węglowych
Stosowana szerokość filarów zależy od lokalnych warunków geologiczno-górniczych, jak i typu stosowanej obudowy
w wyrobiskach chodnikowych lub też wieloletnich doświadczeń górnictwa w danym kraju.
W Wielkiej Brytanii, gdzie stosowano system ścianowy z
pojedynczymi chodnikami przyścianowymi w samodzielnej
obudowie kotwowej, dla zapewnienia ich stateczności, pozostawiano pomiędzy parcelami ścian filary o szerokości od 20
do 140 metrów (rys. 1 i 2).
W przypadku kopalń w Australii, czy też w Stanach
Zjednoczonych, gdzie dla każdego pola ściany wykonuje się
od dwóch do pięciu chodników przyścianowych w samodzielnej obudowie kotwowej, filary węglowe pozostawiane
są pomiędzy tymi chodnikami (rys 3). Szerokości filarów
w kopalniach australijskich wynoszą 24 – 55 m [2, 4],
a w Stanach Zjednoczonych wahają się od około 10 m do
około 135 m [17].
Rys. 1.Typowy schemat eksploatacji ścianowej
w Wielkiej Brytanii [3]
Fig. 1. Typical panel layout in Great Britain [3]
Rys. 2.Zależność szerokości filara pomiędzy dwoma polami
eksploatacyjnymi od głębokości eksploatacji [3]
Fig. 2. Relation between pillar width and depth of cover [3]
Inne doświadczenia dotyczące szerokości pozostawianych
filarów węglowych posiadają kopalnie chińskie, niemieckie
oraz polskie.
W Chinach najczęściej stosuje się filary o szerokości 3-4
m dla pokładów o średniej i wysokiej wytrzymałości oraz 4-5
m dla pokładów o niskiej wytrzymałości [9] (rys. 4). Junker
[8] odnosząc się do kopalń niemieckich, proponuje lokalizację
chodników w taki sposób, aby szerokość filara wynosiła do 5
m. Przy czym najczęściej w górnictwie niemieckim stosowane
są filary o szerokości około 2 metrów.
W warunkach górnictwa polskiego szerokość filarów
jest różna i określana jest przez kopalnie w oparciu o własne doświadczenia, najczęściej wynosi ok. 5 m. Wartość
ta wynika z faktu, że wiele doświadczeń wskazuje, że w
przypadkach większej szerokości dochodziło do znacznych
deformacji wyrobisk z uwagi na konwergencję poziomą czy
też wypiętrzanie skał spągowych. Z kolei filary o szerokości
mniejszej niż 5 m nie zapewniały skutecznej izolacji pomiędzy chodnikiem a zrobami zawałowymi, co wynika ze
znacznego ich spękania.
Rys. 3.Typowy schemat eksploatacji ścianowej w kopalniach australijskich [2, 4]
Fig. 3. Typical panel layout in Australian mines [2, 4]
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
19
Rys. 4. Typowy schemat eksploatacji ścianowej w kopalniach chińskich [9]
Fig. 4. Typical panel layout in Chinese mines [9]
Opisane doświadczenia górnictwa światowego wskazują,
że istnieje wiele różnych rozwiązań praktycznych odnośnie
dostosowania filarów węglowych. Z tego względu wielu badaczy podejmowało się opracowania metod ich projektowania,
z których najszerzej stosowane przedstawiono w kolejnym
rozdziale artykułu.
3. Wybrane metody projektowania filarów węglowych
Jedna z najbardziej znanych teorii stanowiących podstawę
do projektowania filarów węglowych opracowana została
przez Wilsona i Ashwina [20, 24, 25]. Zgodnie z tą teorią
rozkład naprężeń w filarze nie jest równomierny. Na brzegach
filara naprężenia są niskie z uwagi na występujące spękania.
Naprężenia rosną w kierunku do środka filara i w pewnej odległości osiągają wartość maksymalną równą wytrzymałości
węgla. Środkowa część filara jest niespękana, tworząc tzw.
rdzeń filara, którego wytrzymałość jest zwiększona poprzez
boczne oddziaływanie strefy spękanej. Teoria ta znalazła
potwierdzenie zarówno w pomiarach dołowych naprężeń, jak
i pracach z wykorzystaniem modelowania numerycznego
[13]. Dalszy rozwój teorii Wilsona i Ashwina zaproponował
Gale [5], wiążąc zasięg strefy spękanej oraz rozkład naprężeń
w filarze węglowym z układem oraz wytrzymałością warstw
zalegających w stropie i spągu pokładu.
Znacznie prostszą metodę wypracowano w oparciu
o wieloletnie doświadczenia kopalń brytyjskich, gdzie do
określania szerokości filarów węglowych stosowano zależność
uwzględniającą jedynie głębokość eksploatacji [21]:
P = 0,1H + 15 [m]
(1)
gdzie:
P – szerokość filara [m],
H – głębokość zalegania [m].
Obecnie dla określenia szerokości filarów węglowych
powszechnie stosuje się metody bazujące na określaniu współczynnika stabilności SF (ang. Stability Factor) definiowanego
jako stosunek nośności filara węglowego i obciążenia ze strony
górotworu [17]:
SF = B/L
(2)
gdzie:
SF – współczynnik stabilności,
B – nośność filara węglowego,
L – obciążenie ze strony górotworu.
Wartość współczynnika SF dla zapewnienia bezpiecznych
warunków prowadzenia eksploatacji powinna zawierać się
w przedziale 1,0 – 1,3 [17].
W oparciu o powyższy wskaźnik w Stanach Zjednoczonych
opracowano metodę analizy stabilności filarów ALPS (ang.
Analysis of Longwall Pillar Stability) [14]. W tej metodzie
dla oszacowania obciążenia filara węglowego wykorzystywany jest schemat przedstawiony na rysunku 5, a nośność
filara węglowego obliczana jest z wykorzystaniem wzoru [1,
17]. Przy czym, jak wynika ze wzoru (4), dla wytrzymałości
filara decydujące znaczenie ma stosunek jego szerokości do
wysokości i wytrzymałość węgla.
(3)
gdzie:
Sp – wytrzymałość filara węglowego:
(4)
S1 –wytrzymałość węgla in situ obliczana pośrednio
na podstawie laboratoryjnych badań próbek węgla
[psi],
w –szerokość filara [ft],
h –wysokość filara [ft],
we –szerokość chodnika,
lp –długość filara.
Przedstawiona metoda była w ciągu lat doskonalona oraz
weryfikowana w oparciu o dane statystyczne obejmujące
charakterystykę zachowania filarów węglowych w Stanach
Zjednoczonych i Australii. W ten sposób określono korelację
współczynnika stabilności SF z klasyfikacją skał CMRR,
a także uwzględniono wpływ występowania naprężeń poziomych [4], co stanowiło podstawę do opracowania metody
ALTS (ang. Analysis of Longwall Tailgate Serviceability),
stosowanej obecnie w warunkach kopalń australijskich przy
projektowaniu chodników nadścianowych wraz z filarami
węglowymi. Dodatkowo opracowana przez Marka [14]
metoda ARMPS (ang. Analysis of Retreat Mining Pillar
Stability) zakłada uwzględnienie szeregu dodatkowych
czynników, jak np. nietypową geometrię pozostawionych
filarów węglowych.
W warunkach górnictwa polskiego dla projektowania
filarów węglowych stosowano metodę Sałustowicza [19],
opartą na podobnych założeniach jak metoda ALPS i wzory
opracowane przez Bieniawskiego. Z kolei Staroń [22] oparł
20
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
4. Pomiary propagacji spękań w filarach węglowych oraz
konwergencji wyrobisk przyścianowych
W tym rozdziale przedstawiono wyniki pomiarów konwergencji dwóch chodników przyścianowych oraz propagacji spękań w filarach węglowych. W celu oceny spękań
w filarach węglowych wykorzystano badania endoskopowe
[12, 18]. Badane wyrobiska oznaczono jako chodnik A oraz
chodnik B.
W przypadku chodnika A endoskopowe badania filara węglowego przeprowadzono w trzech bazach zlokalizowanych
w różnych odległościach od frontu eksploatacji ścianowej
(rys. 6). Z kolei w chodniku B badania przeprowadzono około
220 m od frontu ściany (rys. 8). Dodatkowo dla zwiększenia
dokładności pomiarów endoskopowych w bezpośrednim
sąsiedztwie baz pomiarowych przeprowadzono iniekcję górotworu spoiwem poliuretanowym, które pełniło rolę kontrastu
i umożliwiło precyzyjne określenie lokalizacji i ilości spękań
górotworu.
Rys. 5.Schemat dla obliczeń obciążenia filarów węglowych,
gdzie: T – obciążenie wynikające z oddziaływania nadkładu, A – obciążenie wynikające z oddziaływania górotworu naruszonego, Pw - długość ściany, β- kąt zasięgu
wpływu eksploatacji, Ściana 1 – ściana w której zakończono eksploatację, Ściana 2 – ściana w postępie [4]
Fig 5. Scheme for pillar load calculations, where: T – load resulted from the depth of cover , A – side abutment load,
Pw – longwall length, β - side abutment angle, Longwall
1 – fully extracted longwall, Longwall 2 – advancing longwall [4]
swoją metodę projektowania filarów węglowych zlokalizowanych przy polach pożarowych na teorii Wilsona i Ashwina.
W ostatnich latach dla prognozowania szerokości filarów
węglowych stosuje się metody numeryczne [12, 15]. Metody
te wymagają jednak kalibracji w oparciu o pomiary dołowe
lub laboratoryjne. Do najczęściej prowadzonych pomiarów
charakteryzujących zachowanie się filarów węglowych
i otaczającego je górotworu zaliczyć należy pomiary: konwergencji wyrobisk [9, 23], naprężeń w górotworze [3, 4, 5]
oraz rozwarstwień w filarze węglowym [4, 5, 9].
4.1. Charakterystyka warunków geologiczno-górniczych
w rejonie prowadzenia badań
4.1.1. Chodnik A
Chodnik A pełnił funkcję chodnika nadścianowego ściany zawałowej w pokładzie grupy 500 (warstwy siodłowe).
Ściana o długości 200 m prowadzona była wzdłuż zrobów
zawałowych z pozostawieniem filara węglowego o szerokości
około 4,0 m (rys. 6).
Pokład w rejonie badań posiada miąższość od około 7,8
m i eksploatowany jest na dwie warstwy. Wysokość ściany
w warstwie górnej wynosiła do 3,0 m. Głębokość zalegania
pokładu w rejonie prowadzenia badań zawiera się w przedziale
290-300 m, a jego nachylenie wynosi około 17° w kierunku
na NW do NNW.
W stropie pokładu występuje warstwa łupku ilastego
o miąższości 1,7 m, nad którą zalega cienka warstwa węgla
(0,30 m) oraz kolejna warstwa łupku ilastego (3,40 m) i łupek
piaszczysty (1,40 m). Powyżej łupku piaszczystego zlokalizowana jest warstwa piaskowca o grubości około 18,8 m.
W spągu pokładu zalegają głównie warstwy łupku ilastego,
miejscami łupku piaszczystego, natomiast spąg bezpośredni
chodnika A stanowi dolna warstwa przedmiotowego pokładu
(rys. 7).
Rys. 6. Wycinek mapy pokładu wraz z lokalizacją baz pomiarowych w Chodniku A
Fig. 6. Part of seam map including the location of measurement stations in Gateroad A
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
21
Rys. 8. Wycinek mapy pokładu wraz z lokalizacją bazy pomiarowej w Chodniku B
Fig. 8. Part of seam map including the location of measurement station in Gateroad B
Rys. 7. Profil geologiczny dla rejonu prowadzenia badań
w chodniku A
Fig. 7. Geological profile for measurements in gateroad A
Wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie (R c) węgla
pokładu oraz skał otaczających przedstawiono w tablicy 1.
W rejonie lokalizacji baz pomiarowych prowadzono
dotychczas eksploatację w odległości pionowej 13-36 m.
Poniżej, do 60 m, nie prowadzono dotychczas eksploatacji.
Obudowę chodnika A stanowiły odrzwia ŁP10 wykonane
z kształtownika V29 ze stali o podwyższonych parametrach
wytrzymałościowych budowane z podziałką 0,75 m.
4.1.2. Chodnik B
Chodnik B pełnił funkcję chodnika podścianowego ściany
zawałowej w pokładzie grupy 300 (warstwy orzeskie). Ściana
o długości 250 m prowadzona była w obustronnym otoczeniu
zrobami zawałowymi przy czym wzdłuż chodnika B pozostawiono filar węglowy o szerokości około 10,0 m (rys. 8).
Pokład w rejonie badań posiada miąższość od 2,55 m do
2,80 m z lokalnymi przerostami łupku ilastego. Głębokość
zalegania pokładu w rejonie prowadzenia badań wynosi około
880 m, a jego nachylenie wynosi 4° w kierunku na SE.
W stropie pokładu występuje około 2,8 m łupku ilastego,
powyżej którego zalega około 2,0 m łupku piaszczystego oraz
kolejna warstwa łupku ilastego o grubości 9,4 m. W spągu
pokładu zalega warstwa łupku piaszczystego (rys. 9).
Średnie wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie (Rc) węgla pokładu oraz skał otaczających przedstawiono w tablicy 2.
Rys. 9.Profil geologiczny dla rejonu prowadzenia badań
w chodniku B
Fig. 9. Geological profile for measurements in gateroad A
Tablica 1. Średnie wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie (Rc) węgla pokładu oraz skał otaczających
Table 1. Average uniaxial compressive strength of coal seam and surrounding rock strata
Skały stropowe
Typy skał
Rc [MPa]
łupek ilasty
22,6 - 36,8 MPa
łupek piaszczysty
33,2 - 42,6 MPa
piaskowiec
40,5 - 43,8 MPa
łupek ilasty
19,6 - 33,0 MPa
łupek piaszczysty
21,5 - 45,8 MPa
Węgiel pokładu
Skały spągowe
9,6 - 16,20 MPa
22
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 2. Średnie wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie (Rc) węgla pokładu oraz skał otaczających
Rc, MPa
Skały stropowe
33,75 – 48,65 MPa
Węgiel pokładu
11,94 MPa
Skały spągowe
23,95 – 68,39 MPa
Obudowę chodnika B stanowiły odrzwia ŁP10 wykonane
z kształtownika V32 ze stali o podwyższonych parametrach
wytrzymałościowych budowane z rozstawem 0,75 m.
4.2. Przebieg pomiarów dołowych
Przygotowanie pomiarów dołowych obejmowało odwiercenie otworów iniekcyjnych w badanym filarze węglowym, a
następnie iniekcję spoiwa poliuretanowego oraz wykonanie
otworu do badań endoskopowych. Następnie prowadzono
badania endoskopowe oraz pomiary konwergencji pionowej
i poziomej chodników przyścianowych zlokalizowanych przy
przedmiotowych filarach węglowych.
4.2.1. Chodnik A
W chodniku A przygotowano trzy bazy pomiarowe, zlokalizowane w odległości 170 m, 87,5 m oraz 19 m przed frontem
ściany (rys. 6). W każdej z baz pomiarowych wykonano po
trzy równoległe do siebie otwory w filarze węglowym (rys.
9). Dwa z tych otworów pełniły rolę otworów iniekcyjnych,
natomiast środkowy wykorzystany został do przeprowadzenia
badania endoskopowego.
W pierwszej bazie pomiarowej zlokalizowanej około 170
m przed frontem ściany w trakcie badania endoskopowego
otworu o długości 3,40 m wykonanego w filarze węglowym,
stwierdzono tylko trzy spękania, znajdujące się w odległości
0,62 m, 1,50 m oraz 1,51 m od wlotu otworu (rys. 12). Każde
ze zidentyfikowanych spękań wypełnione było spoiwem
iniekcyjnym (rys. 11).
Rys. 10. Schemat bazy pomiarowej
w chodniku A
Fig. 10. Measurement station scheme
in gateroad A
Rys. 11. Przykładowy obraz spękania wypełnionego spoiwem
Fig. 11. Exemplary picture of fracture filled
with binding material
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
W kolejnej bazie pomiarowej, zlokalizowanej 87,5 m
przed frontem ściany, badaniu endoskopowemu poddany został otwór o długości ok. 3,35 m. W otworze tym stwierdzono
występowanie zespołu drobnych spękań, w zakresie odległości od wlotu otworu do ok. 0,63 m. Powyżej tej odległości,
zaobserwowano jedno spękanie, zlokalizowane w odległości
1,33 m (rys. 12).
W trzeciej bazie pomiarowej zlokalizowanej około 19
m przed frontem ściany zbadano otwór o długości 3,35 m.
W rezultacie obserwacji endoskopowej stwierdzono gęstą
sieć spękań na początkowym odcinku od wlotu otworu do
około 0,7 m o rozwarciu od kilku do kilkunastu milimetrów.
23
Natomiast na głębokości ok. 1,6 m zaobserwowano pojedyncze spękanie o niewielkim rozwarciu (rys. 12).
Kolejnym etapem pomiarów było przeprowadzenie pomiarów konwergencji chodnika A. Ich wyniki zestawiono
na rysunku 13.
Odnosząc się do uzyskanych wyników stwierdzić można,
że około 170 m przed frontem ściany, gdzie rozpoczęto pomiary początkowa wartość konwergencji poziomej wyniosła około 80 mm, natomiast konwergencji pionowej 110 mm, przyjmując jako punkt wyjściowy początkowy przekrój poprzeczny
odrzwi ŁP10. Następnie na około 118 metrze przed frontem
ściany zaobserwowano nieznaczny przyrost konwergencji.
Rys. 12. Spękania filara węglowego zlokalizowanego przy chodniku A
Fig. 12. Coal pillar fractures in gateroad A
Rys. 13. Konwergencja i zmiana przekroju poprzecznego chodnika A dla różnych odległości od frontu ściany
Fig. 13. Convergence and cross-cut change of gateroad A for different distances from longwall face
24
PRZEGLĄD GÓRNICZY
W odległości około 30 m od ściany oddziaływanie frontu
eksploatacji było widoczne, objawiając się intensyfikacją zaciskania chodnika A. Całkowita wartość konwergencji pionowej
i poziomej, w rejonie skrzyżowania ze ścianą, wynosiła odpowiednio 580 mm i 470 mm, a oszacowane zmniejszenie pola
przekroju poprzecznego chodnika A wyniosło około 23 %.
4.2.2. Chodnik B
W chodniku B przygotowano bazę pomiarową, zlokalizowaną w odległości około 220 m, przed frontem ściany (rys. 8).
Podobnie jak w przypadku chodnika A w bazie pomiarowej
wykonano trzy otwory w filarze węglowym (rys. 14). Dwa z
tych otworów pełniły rolę otworów iniekcyjnych, natomiast
środkowy wykorzystany został do przeprowadzenia badania
endoskopowego.
W chodniku B wydrążono otwór o długości ok. 8,4
m, prostopadle do kierunku wyrobiska i o wzniosie 5°.
W otworze stwierdzono strefę spękań, do odległości ok. 1,6 m,
licząc od konturu wyrobiska. Z kolei w zakresie odległości
ok. 1,7-2,6 m zaobserwowano ok. 10 spękań wypełnionych
2016
spoiwem. Począwszy od odległości ok. 3,4 m po dno otworu,
w odległości ok. 8,4 m, nie zaobserwowano obecności spoiwa
w żadnym z ok. piętnastu zlokalizowanych spękań (rys. 15).
Prawdopodobnie nachylenie badanego otworu (umożliwiające
jego łatwiejsze oczyszczenie ze zwiercin) spowodowało, że
jego część znajdowała się poza strefą iniekowaną.
W chodniku B przeprowadzono także pomiary konwergencji chodnika, których wyniki zestawiono na rysunku 16.
Wyniki pomiarów przedstawione na rysunku 16 pozwalają stwierdzić, że już w odległości 500 m od frontu ściany
konwergencja pionowa i pozioma wynosiły odpowiednio 328
mm i aż 864 mm. Oszacowane zmniejszenie pola przekroju
poprzecznego wyrobiska wynosiło w tej odległości od ściany
23 %. Z uwagi na silną deformację chodnika B, kopalnia około
180 m przed frontem ściany prowadziła przybierkę spągu
na wysokość około 1,0 m. Jak wynika z przedstawionego
powyżej wykresu od około 100 m od frontu ściany następuje
intensyfikacja deformacji wyrobiska.
Całkowita wartość konwergencji pionowej i poziomej
chodnika B w rejonie skrzyżowania ze ścianą wynosiła odpowiednio 1439 mm i 2052 mm, a oszacowane zmniejszenie
pola przekroju poprzecznego wyniosło około 61 %.
Rys. 14. Schemat bazy pomiarowej w chodniku B
Fig. 14. Measurement station scheme in gateroad B
Rys. 15. Spękania filara węglowego zlokalizowanego przy chodniku B
Fig. 15. Coal pillar fractures in gateroad B
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
25
Rys. 16. Konwergencja i zmiana przekroju poprzecznego chodnika B dla różnych odległości od frontu ściany
Fig. 16. Convergence and cross-cut change of gateroad A for different distances from longwall face
4.3. Analiza wyników pomiarów dołowych
Opisane przypadki różnią się szerokością pozostawionego
filara węglowego. Aby porównać rezultaty badań endoskopowych obliczono wskaźnik gęstości liniowej spękań S1,
wyrażony liczbą spękań, przypadającą na jednostkę długości
otworu wg wzoru (5) [10].
Sl = N / L [1/m]
(5)
gdzie:
N – liczba spękań,
L – długość odcinka pomiarowego, m.
Zestawienie obliczonych wartości wskaźnika S1 dla trzech
baz pomiarowych w chodniku A oraz dla bazy w chodniku B
zawarto na rysunku 17.
Rys. 17. Wskaźnik gęstości liniowej spękań S1 dla chodnika A i B
Fig. 17. Index of fractures linear density for gateroads A and B
26
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 3. Zestawienie podstawowych warunków geologiczno-górniczych oraz rezultatów badań w chodniku A oraz B
Table 3. Summary of essential geological-mining conditions and results of measurements in gateroads A and B
1.
2.
3.
głębokość zalegania
Rc węgla
szerokość filara
4.
otoczenie pola ścianowego
5.
6.
7.
8.
9.
stosunek – szerokość filara / wysokość filara
liniowa gęstość spękań S1
maksymalna konwergencja pionowa przed frontem ściany
maksymalna konwergencja pozioma przed frontem ściany
Zmiana pola przekroju poprzecznego wyrobiska
Z zestawienia przedstawionego w tablicy 3 wynika,
że chodnik A i chodnik B różniły się znacząco, zarówno
warunkami utrzymania wyrobiska, jak i zachowaniem samego
filara węglowego.
W przypadku chodnika A, zlokalizowanego na głębokości
około 300 m przy filarze węglowym o szerokości około 4,0 m,
stwierdzono stosunkowo niewielką konwergencję wyrobiska,
jak i niską gęstość spękań w filarze węglowym. Chodnik A
w rejonie skrzyżowania ze ścianą utracił około 23 % pola
przekroju poprzecznego, a maksymalna liniowa gęstość
spękań w filarze węglowym wynosiła około 2,7 spękania na
metr badanego otworu.
Z kolei chodnik B, zlokalizowany na głębokości około 880
m przy filarze o szerokości około 10,0 m uległ intensywnej
deformacji, a spękania filara zlokalizowane były na całej jego
szerokości. Chodnik B w rejonie skrzyżowania ze ścianą
utracił około 61 % pola przekroju poprzecznego, a liniowa
gęstość spękań w filarze węglowym wynosiła 4,40 spękania
na metr badanego otworu, tj. 1,5 razy więcej niż w przypadku
chodnika A.
Biorąc pod uwagę stosunkowo zbliżone parametry wytrzymałościowe węgla przedmiotowych pokładów, wydaje
się, że głównym powodem różnic w utrzymaniu przedmiotowych wyrobisk była głębokość zalegania, otoczenie pola
ścianowego oraz szerokość filarów węglowych. Stwierdzenie
to wymaga jednak potwierdzenia w toku dalszych pomiarów
dołowych lub z pomocą modelowania numerycznego.
CHODNIK A
300 m
9,6 – 16,2 MPa
4,0 m
jednostronne otoczenie
zrobami
1,3
2,69
580 mm
470 mm
- 23 %
obustronne otoczenie zrobami
3,6
4,40
1439 mm
2052 mm
- 61 %
w lokalizacji pomiarów nie jest możliwe określenie wpływu
szerokości filarów na utrzymanie przedmiotowych chodników.
Dlatego też istotne jest prowadzenie dalszych badań, a przeprowadzone obserwacje stanowić mogą punkt wyjścia, np. do
analiz z wykorzystaniem metod modelowania numerycznego,
jak również przyczynić mogą się do rozszerzenia wiedzy
w zakresie mechanizmów deformacji chodników przyścianowych zlokalizowanych przy filarach węglowych.
Prace przedstawione w niniejszej publikacji zrealizowano w ramach działalności statutowej Głównego Instytutu
Górnictwa nr 11510255-152.
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
5. Podsumowanie
Przedstawione wyniki obserwacji dołowych pozwoliły
na określenie zmian zachodzących w filarze węglowym na
skutek oddziaływania frontu eksploatacji, a także odniesienie
ich do deformacji chodnika przyścianowego. Przeprowadzone
pomiary potwierdziły możliwość endoskopowej identyfikacji
spękań w filarze węglowym przy zastosowaniu iniekcji w celu
zwiększenia dokładności badań.
Chodniki przyścianowe prowadzone przy filarach węglowych, których badania przedstawiono w niniejszej publikacji
zlokalizowane były w odmiennych warunkach geologiczno-górniczych. Na uwagę zasługuje zwłaszcza głębokość
eksploatacji, otoczenie pola ścianowego oraz szerokość
pozostawionego filara węglowego.
Określona w trakcie badań konwergencja chodnika A oraz
gęstość i zasięg spękań w filarze węglowym o szerokości 4,0 m
były stosunkowo niewielkie. Z kolei w chodniku B wystąpiła
intensywna konwergencja oraz stwierdzono znaczną gęstość
spękań występujących na całej szerokości dziesięciometrowego filara. Niemniej jednak z uwagi na wspomniane różnice
CHODNIK B
880 m
11,92 MPa
10,0 m
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
Bieniawski Z.T. : A method revisited: coal pillar strength formula based
on field investigations. Proceedings of the Workshop on Coal Pillar
Mechanics and Design. Pittsburgh, PA: U.S. Department of the Interior,
Bureau of Mines, IC 9315, s. 158-165. 1992.
Brady B., Brown E.: Rock mechanics for underground mining. Springer,
third edition; 2006.
Cassie J.W., Altounyan P.F. , Cartwright P.B.: Coal Pillar Design for
Longwall Gate Entries. Proc. of the Second International Workshop on
Coal Pillar Mechanics and Design, Pittsburgh, s. 23-32. 1999.
Colwell M., Firth R., Mark C.: Analysis of longwall tailgate serviceability (ALTS): A chain pillar design methodology for Australian conditions,
U.S. Department of health and human services, Pittsburgh, s. 33-48;
1999.
Gale W.J.: Experience of field measurement and computer simulation
methods for pillar design Proc. of the Second International Workshop
on Coal Pillar Mechanics and Design, Pittsburgh, s. 49-61; 1999.
Gisman S.: Słownik górniczy. Instytut Węglowy. Katowice 1949.
Instrukcja GIG nr 1: Zasady i zakres stosowania kompleksowej metody
oceny stanu zagrożenia tąpaniami w zakładach górniczych wydobywających węgiel kamienny, Katowice 1996.
Junker M. et al.: Gebirgsbeherrschung von Flözstrecken. Verlag
Glückauf, Essen; 2006.
Li W., Bai J., Peng S., Wang x., Xu Y.: Numerical Modeling for Yield
Pillar Design: A Case Study, Rock Mechanics and Rock Engineering,
48, s. 305-318; 2015.
Liszkowski J., Stochlak J.: Szczelinowatość masywów skalnych.
Warszawa 1977.
Majcherczyk T., Niedbalski Z., Małkowski P.: Wpływ szerokości filara
oporowego dla chodnika przyścianowego na stan naprężenia w jego
otoczeniu, „Górnictwo i Geoinżynieria”, 2011, t.35, z. 2.
Małkowski P.: Rola stref spękań w ocenie stateczności wyrobisk korytarzowych w kopalniach węgla kamiennego. Rozprawy Monografie
265. Wydawnictwa AGH, Kraków 2013.
Mark C.: “The state-of-the-art in coal pillar design.” Transactions of the
Society for Mining, Metallurgy, and Exploration Inc. Salt Lake City:
SME, s. 123–128; 2000.
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
14. Mark C.: The evolution of intelligent coal pillar design: 1981-2006, 25th
International Conference on Ground Control in Mining, Morgantown,
s. 326-334; 2006.
15. Mortazavi A., Hassani F.P., Shabani M.: A numerical investigtation of
rock pillar failure in underground openings, Computers and Geotechnics,
Vol. 36, s. 691-697; 2009.
16. Olszewski J., Osuchowski J., Pilecki J. i in.: Leksykon górniczy.
Wydawnictwo „Śląsk”, Katowice 1989.
17. Peng S.S.: Longwall Mining: 2nd Edition. Morgantown; 2006.
18. Prusek S., Pierszalik R., Walentek A.: Zmiany w górotworze oraz deformacja wyrobiska korytarzowego drążonego na głębokości powyżej
1000 m. „Wiadomości Górnicze” 2015, nr 4.
19. Sałustowicz A.: Wielkość i rozkład naprężeń w pozostawionych resztkach pokładu. „Przegląd Górniczy” 1960, nr 12.
20. Sanetra U.: Określenie nośności filarów oporowych w stanie pokrytycz-
21.
22.
23.
24.
25.
27
nym na podstawie badań trójosiowego ściskania karbońskich próbek
skalnych, (praca doktorska), GIG, Katowice 2004.
Singh R.N., Unver B., Pathan A.G: Design of Rib Pillars
in Longwall Mining Based on theoretical and Practical Approaches.
Proc. of The 10th Mining Congress of Turkey, Ankara - Turcja, s. 23-28;
1987.
Staroń : Eksploatacja pokładów węgla w sąsiedztwie pól pożarowych,
Wydawnictwo „Śląsk”, Katowice 1979.
Walentek A., Masny W.: The influence of the protection pillar width on
the stability of the gateroad, 29th International Conference on Ground
Control in Mining, Morgantown, s. 199-208; 2010.
Wilson, A.H., Ashwin D.P.: Research into determination of pillar size.
Mining Engineering, 20, s. 409-417. 1972.
Yavuaz H.: Yielding Pillar Concept and its Design, 17th International
Mining Congress and Exhibition of Turkey, s. 397-404; 2001.
NACZELNY REDAKTOR
w zeszycie 1-2/2010 Przeglądu Górniczego, zwrócił się do kadr
górniczych z zachętą do publikowania artykułów ukierunkowanych
na wywołanie
POLEMIKI – DYSKUSJI.
Trudnych problemów, które czekają na rzetelną, merytoryczną
wymianę poglądów – jest wiele! Od niej – w znaczącej mierze –
zależy skuteczność praktyki i nauki górniczej w działaniach na rzecz
bezpieczeństwa górniczego oraz postępu technicznego
i ekonomicznej efektywności eksploatacji złóż.
Od naszego wysiłku w poszukiwaniu najlepszych rozwiązań
– zależy przyszłość polskiego górnictwa!!!
Informujemy uprzejmie Autorów o zmianie naszego adresu mailowego.
Nasz nowy adres to
[email protected]
28
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 622.333: 622.167/.168: 622.624.044
Wpływ zawodnienia na wypiętrzanie skał spągowych
wyrobiska korytarzowego
Water influence on roadways floor heaving
mgr inż. Łukasz Ostrowski*)
dr hab. inż. Piotr Małkowski*)
Treść: Wypiętrzanie spągu jest niezwykle uciążliwym zjawiskiem, wpływającym nie tylko na stateczność czy funkcjonalność wyrobisk
korytarzowych, ale również na wzrost kosztów eksploatacji węgla. W artykule przedstawiono wyniki obliczeń numerycznych oraz
badań in situ wypiętrzania spągu wyrobiska niepoddanego bezpośrednio wpływom eksploatacji, gdy spąg tworzą zawodnione
lub suche skały ilaste. Wpływ wody na zmianę właściwości mechanicznych skał spągowych wyznaczono na podstawie badań
laboratoryjnych. Badania te objęły wyznaczenie wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie, modułu sprężystości liniowej, liczby
Poissona, rozmakalności oraz rozmiękalności. Na podstawie otrzymanych z obliczeń numerycznych map naprężeń normalnych
wokół wyrobiska określono zasięg stref zniszczenia w spągu i w kolejnych etapach uwzględniono wpływ wody na parametry
mechaniczne spągowego iłowca. Obniżenie parametrów wytrzymałościowo-odkształceniowych zawodnionych skał spągowych
w obliczeniach numerycznych przyniosło efekt w postaci zmiany zarówno konwergencji wyrobiska korytarzowego, jak również
samej zmiany wartości wypiętrzania spągu. Otrzymane wartości w dużym stopniu pokrywają się z przeprowadzonymi w kopalni
badaniami in situ.
Abstract: Floor heaving is a troublesome phenomenon which influences the stability and functionality of roadways. It influences
exploitation costs as well. There are results of numerical calculations and results of in situ floor heaving research, included in
this paper, where the floor rocks are composed of dry and wet claystones and the roadways are not affected by other mining
works. The change of the mechanical properties of rocks in the floor have been investigated through laboratory tests. The
research comprised uniaxial compressive strength tests, Young modulus, Poisson ratio and slakeability tests. The range of
damage zone in the roadway’s floor was determined on the basis of numerical calculations. Then, in the calculation stages,
water influence on mechanical claystone parameters was taken into consideration. The stress-strain parameters reduction of
wet floor rocks have changed roadway convergence and its floor heaving as well. The obtained calculation results coincide
with the underground in-situ measurement results carried out in the roadway.
Słowa kluczowe:
wypiętrzanie spągu, zawodnienie skał, konwergencja wyrobiska korytarzowego
Key words:
floor heaving, water rock mass, roadway convergence
1. Wprowadzenie
Podczas drążenia oraz w trakcie utrzymywania wyrobisk
korytarzowych często obserwuje się zjawisko wypiętrzania
spągu. Zjawisko to jest jedną z głównych przyczyn utraty
stateczności wyrobisk korytarzowych, które w wyrobiskach
eksploatacyjnych może wynosić nawet 90% całkowitej konwergencji pionowej wyrobisk [5, 7, 12, 13]. Według ekspertów
głównymi czynnikami wpływającymi na wartość wypiętrzenia
*) AGH w Krakowie
spągu jest głębokość zalegania wyrobiska, lokalna koncentracja naprężeń wokół wyrobiska oraz parametry wytrzymałościowe skał je otaczających [5, 12, 15, 16].
Do znanych trudności powstających w wyniku przemieszczania się skał spągowych do wewnątrz wyrobiska należy
utrzymanie obudowy zarówno w wyrobiskach przygotowawczych, jak i eksploatacyjnych. Z powodu tego zjawiska zakłóceniu może ulec również rytmiczność transportu przenośnikami taśmowymi i zgrzebłowymi, ustawianymi bezpośrednio
na spągu wyrobiska, oraz kolejkami spągowymi. Zbyt duże
wypiętrzanie spągu skutkuje koniecznością jego pobierania,
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
29
ale również wzmocnieniem obudowy czy całkowitą przebudową wyrobiska. W wyniku zaciśnięcia wyrobiska wzrastają
także opory wentylacyjne. Wszystkie te przypadki powodują
obniżenie bezpieczeństwa pracy i jednocześnie wzrost kosztów eksploatacji węgla [15]. Zjawisku wypiętrzania spągu
sprzyja zawodnienie skał spągowych, wskutek czego jego
parametry mechaniczne ulegają obniżeniu [1, 3, 6, 9, 16, 17].
W celu pokazania różnic w zachowaniu się suchego
i zawodnionego spągu wyrobiska korytarzowego w artykule
przedstawiono wyniki obliczeń numerycznych wypiętrzania
spągu, które porównano z wynikami pomiarów konwergencji wyrobiska in situ. Dla określenia zmian zachodzących
w skałach pod wpływem wody przeprowadzono badania
laboratoryjne gęstości objętościowej, rozmakalności, wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie, modułu sprężystości
podłużnej i liczby Poissona. Wyniki badań wykorzystano
następnie w przeprowadzonych obliczeniach.
Głębokość zalegania wyrobiska wynosi ok. 1000 m.
Wykonane jest ono w węglu, którego miąższość wynosi 4,1
m. W stropie wyrobiska zalegają łupek ilasty z pojedynczymi laminami węgla, łupek piaszczysty, łupek ilasty lokalnie
zapiaszczony, piaskowiec lokalnie przechodzący w łupek
piaszczysty, węgiel oraz łupek ilasty lokalnie zapiaszczony.
W spągu natomiast występują kolejno: łupek ilasty lokalnie zapiaszczony miejscowo warstwowany łupkiem piaszczystym,
piaskowiec lokalnie warstwowany łupkiem piaszczystym,
łupek piaszczysty laminowany piaskowcem oraz węgiel [2].
Parametry geomechaniczne warstw otaczających przedmiotowe wyrobisko podano w tablicy 1. W oparciu o poniższe dane
oraz na podstawie własnych doświadczeń [11] zamieszczono
w niej także parametry kryterium wytężeniowego HoekaBrowna wykorzystane potem w obliczeniach numerycznych.
Według Szczepaniaka i Urbańczyka [14], wszechstronne
ciśnienie deformacyjne powodujące zaciskanie wyrobiska
wystąpi wówczas, gdy spełnione zostaną następujące warunki:
2. Charakterystyka górotworu w rejonie prowadzonych
badań
σc max > Rc ociosu, σc max > Rc stropu i σc max > Rc spągu
Pokład 412łg+łd, w którym wykonano analizowane wyrobisko, zalega w warstwach dolnorudzich (Górnoślaska Seria
Piaskowcowa), gdzie w profilu litologicznym dominują grube
ławice piaskowca średnio i gruboziarnistego z wkładkami
iłowców, mułowców oraz zlepieńców, a łupki ilaste występują z reguły w spągu oraz stropie bezpośrednim wyrobiska
(rys.1). W opisywanym rejonie występuje zróżnicowany pod
względem przebiegu i kierunku system uskoków, których
zrzuty wynoszą od 1 m do 4 m.
Dla pierwotnego stanu naprężenia na głębokości 1000 m,
wynoszącego ok. 25 MPa, wytrzymałość spągu jest większa od
naprężeń pionowych. Dla otaczających przedmiotowe wyrobisko skał w stanie powietrzno-suchym, według Szczepaniaka
i Urbańczyka, powinno dojść przede wszystkim do zaciskania
ociosów wyrobiska oraz deformacji skał stropowych. Sytuacja
ulegnie jednak zmianie, gdy skały spągowe wyrobiska będą
zawodnione, zmniejszając przy tym swoje parametry geomechaniczne. Skalę zmian właściwości fizycznych łupków
ilastych stanowiących bezpośredni spąg pokładu 412łg+łd
przedstawiono w kolejnym rozdziale.
3. Wpływ wody na właściwości skał spągowych wyrobiska
Rys. 1. Litologia Górnośląskiej Serii Piaskowcowej [1]
Fig. 1. Lithology of Upper Silesian Sandstone Series [1]
Skały spągowe wyrobiska na znacznej jego długości
znajdują się w stanie zawodnienia, co osłabia ich parametry
wytrzymałościowe i odkształceniowe. Skala zmienności tych
parametrów zależy od tempa przyrostu deformacji [17] oraz
czasu oddziaływania wody na te skały [16]. W przypadku
skał osadowych budujących spąg wyrobiska, obniżenie parametrów wytrzymałościowych i odkształceniowych może
wynosić nawet kilkadziesiąt procent [3, 4, 9, 19], a spadek
tych parametrów zależy w głównej mierze od lepiszcza wypełniającego przestrzeń międzyziarnową [4, 19].
Dla wyznaczenia wpływu wody na parametry wytrzymałościowe i odkształceniowe skał spągowych przeprowadzono
badania laboratoryjne mające na celu wyznaczenie: gęstości
Tablica 1. Parametry geomechaniczne warstw otaczających wyrobisko [2]
Table 1. Geomechanical parametrs of rocks in situ [2]
Strop
Ocios
Spąg
Skała
Grubość
warstwy
Ciężar
objętość.
Wytrz. na jednoos.
ściskanie
Moduł
Younga
Liczba
Poissona
Węgiel
Piaskowiec
Łupek ilasty
Łupek piaszczysty
Łupek ilasty
Węgiel
Łupek ilasty
Piaskowiec
Łupek piaszczysty
Węgiel
Łupek ilasty
1,0
8,5
11,6
3,3
0,6
4,1
7,5
8,1
3,6
3,8
2,0
13,02
26,29
26,47
26,09
25,16
12,81
25,65
26,19
26,43
12,48
25,98
10,2
58,2
43,8
41,2
29,9
12,4
56,1
70,1
58,9
11,9
49,4
1,57
9,52
6,57
6,98
5,62
1,86
5,16
6,59
8,87
1,69
7,23
0,30
0,28
0,27
0,29
0,32
0,30
0,21
0,27
0,29
0,30
0,29
Parametry dla kryterium
H-B
1,729
2,751
0,561
0,937
0,504
1,729
0,578
2,851
0,937
1,729
0,541
0,0008
0,0035
0,0022
0,0031
0,0016
0,0008
0,0024
0,0039
0,0031
0,0008
0,0020
30
PRZEGLĄD GÓRNICZY
objętościowej, rozmakalności, wytrzymałości na jednoosiowe
ściskanie, modułu sprężystości podłużnej i liczby Poissona.
Rozmakalność próbek spągowych wyznaczono na podstawie
trzydobowego testu rozmakalności wg GIG [1]. Badania
wykonano na 20 próbkach łupku ilastego lokalnie zapiaszczonego. Wykonano trzy serie badań: jedną dla próbek w stanie
powietrzno-suchym oraz dwie dla próbek zawodnionych.
Serie próbek zawodnionych różniły się czasem oddziaływania stojącej wody na próbki, który wyniósł dla jednej serii 3
godziny, dla drugiej – 6 godzin. Otrzymane wyniki pokazano
w tablicy 2, gdzie:
RC –wytrzymałość próbki na jednoosiowe ściskanie,
MPa;
γ –ciężar objętościowy próbki, kN/m3;
E –moduł Younga próbki, MPa;
ν –liczba Poissona, -;
w –wilgotność próbki, %;
r –wskaźnik rozmakalności próbki, -.
Analizując otrzymane wyniki, można zauważyć, że średnia wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie skał spągowych
w stanie suchym wynosi 51,03 MPa, a zakres otrzymanych
wyników wynosi 28,69 ÷ 68,88 MPa. Średnia wytrzymałość
tej samej skały w stanie trzygodzinnego nasycenia wodą
osiąga wartość 43,86 MPa (gdzie zakres zmienności wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie wynosi 34,84 ÷ 56,56 MPa),
a średnia wilgotność skał spągowych wynosi 0,4 %. Po sześciogodzinnym nasyceniu próbek wodą średnia wytrzymałość
na jednoosiowe ściskanie obniżyła się do 40,75 MPa czyli
o 20,2%, przyjmując wartości w zakresie od 33,33 do 45,46
2016
MPa. Na rysunku 2 pokazano próbkę w stanie zawodnionym,
odpowiednio przed badaniem wytrzymałościowym (rys. 2a)
i po badaniu wytrzymałościowym (rys. 2b).
Współczynnik rozmakalności Kr [1], definiowany jako
stosunek doraźnej wytrzymałości na ściskanie próbki skały po
nasyceniu wodą Rcw do wytrzymałości w stanie suchym Rcs,
dla skał spągowych omawianego wyrobiska wynosi:
a)
po trzygodzinnym nasyceniu wodą b)
po sześciogodzinnym nasyceniu wodą Średnia wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie w stanie
zawodnionym, po trzygodzinnym oddziaływaniu stojącej
wody odpowiada 0,86 wartości wytrzymałości w stanie
suchym przy wilgotności wynoszącej 0,4%, a dla próbek
zawodnionych po sześciogodzinnym odziaływaniu stojącej
wody wynosi 0,80 wartości wytrzymałości w stanie suchym
przy wilgotności utrzymującej się na poziomie ok. 0,57%.
Otrzymane wartości są zbieżne z wynikami badań zawartymi
w pracach [8, 1], gdzie dla iłowców i mułowców południowego rejonu GZW wytrzymałość na ściskanie może się
zmniejszyć o 2-50%.
Moduł sprężystości podłużnej dla skał spągowych w stanie
powietrzno-suchym wynosi 5,162 GPa. Dla skał zawodnionych przyjmuje on odpowiednio wartości 4,844 GPa przy
trzygodzinnym nasyceniu wodą i wilgotności 0,4% oraz 3,997
Tablica 2. Geomechaniczne parametry próbek spągu w stanie powietrzno-suchym i zawodnionym
Table 2. Geomechanical parametrs of floor rocks in air-dry and wet states
Stan powietrzno-suchy
Stan
LP
Nazwa próbki
Rc, MPa
γ, kN/m3
E, GPa
v
w, %
r
1
Z 1-1
46,32
25,308
3,724
0,19
--
1,0
2
Z 1-2
38,45
25,115
3,321
0,16
--
1,0
3
Z 1-3
63,62
25,437
6,238
0,32
--
1,0
4
Z 1-4
43,82
25,288
5,210
0,24
--
1,0
5
Z 1-5
59,12
25,062
8,349
0,24
--
1,0
6
Z 1-6
55,23
24,609
5,956
0,20
--
1,0
7
Z 1-7
45,71
24,896
5,358
0,21
--
1,0
8
Z1
28,69
25,127
2,421
0,13
--
1,0
9
Z2
64,88
25,140
6,029
0,23
--
1,0
10
Z3
64,46
25,741
5,019
0,15
--
1,0
51,03
25,172
5,162
0,21
--
1,0
Zawodniony –
3h w wodzie
Średnia
1
Z4
35,96
25,719
3,281
0,33
0,46%
1,0
2
Z6
56,56
25,842
6,179
0,21
0,38%
1,0
3
Z10
54,70
25,699
8,777
0,12
0,42%
1,0
4
Z11
37,26
25,426
2,988
0,27
0,40%
1,0
5
Z13
34,84
25,784
2,996
0,32
0,34%
1,0
43,86
25,694
4,844
0,25
0,40%
1,0
Zawodniony –
6h w wodzie
Średnia
1
Z5
44,27
25,615
3,512
0,36
0,52%
1,0
2
Z7
41,89
26,052
3,593
0,17
0,57%
1,0
3
Z8
38,81
25,860
3,991
0,39
0,63%
1,0
4
Z9
45,46
25,722
5,493
0,23
0,65%
1,0
5
Z12
33,33
26,026
3,398
0,28
0,46%
1,0
40,75
25,855
3,997
0,29
0,57%
1,0
Średnia
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 2a. Próbka w stanie zawodnionym przed badaniem wytrzymałościowym
Fig. 2a. Wet sample before compression test
GPa – przy sześciogodzinnym nasyceniu wodą i wilgotności
0,57%. Spadek wartości modułu E wynosi zatem:
a) 6,2% – po trzygodzinnym nasyceniu,
b) 22,6% – po sześciogodzinnym nasyceniu wodą.
Moduł sprężystości podłużnej został wyznaczony na
podstawie prostoliniowego odcinka charakterystyki naprężenie-odkształcenie podłużne, zgodnie z zaleceniami ISRM
[18]. Otrzymane wartości są zbieżne z wynikami badań
prowadzonych przez Główny Instytut Górnictwa dla skał
Górnośląskiego Zagłębia Węglowego [1].
Zauważalny jest również wpływ wody na liczbę Poissona
badanych skał, która wzrasta z 0,21 dla stanu powietrzno-suchego, przez wartość 0,25 dla stanu zawodnienia po trzygodzinnym oddziaływaniu wody (wzrost wartości o ok. 19%),
do wartości 0,29 dla stanu zawodnienia po sześciogodzinnym
oddziaływaniu wody (wzrost wartości o ok. 38%). Wzrost
liczby Poissona skutkować będzie większymi odkształceniami
poprzecznymi skał spągowych, co w przypadku nieobudowanego spągu może powodować jego większe wypiętrzanie.
Ciężar objętościowy łupków nasyconych wodą, zalegających w spągu wyrobiska, zwiększa się o 2,07% w przypadku
trzygodzinnego nasycenia wodą i o 2,71% w przypadku
sześciogodzinnego nasycenia wodą. Podobne zmiany wzrostu
ciężaru objętościowego opisano w pracach [3, 6, 9].
Na podstawie testu rozmakalności wg GIG stwierdzono,
że skały spągowe na skutek działania wody nie zmieniają
swej formy ani konsystencji (r=1), a jednak przedstawione
powyżej badania własności mechanicznych tych skał wykazały, że ulegają one obniżeniu. Woda, jako czynnik redukujący
wartości parametrów geomechanicznych skał, będzie miała
zatem istotne znaczenie dla zachowania stateczności wyrobiska objętego badaniami [9, 16]. Dodatkowym czynnikiem
powodującym obniżenie parametrów geomechanicznych skał
spągowych jest ich uwarstwienie [10, 19].
Wpływ wody na stateczność omawianego wyrobiska
określono poprzez obliczenia numeryczne stanu naprężenia
i odkształcenia, a następnie zweryfikowano je pomiarami
konwergencji prowadzonymi bezpośrednio w wyrobisku.
4. Obliczenia numeryczne
Dla pokazania wpływu wody na wypiętrzany spąg wyrobiska chodnikowego wykonano obliczenia numeryczne
31
Rys. 2b. Próbka w stanie zawodnionym po badaniu wytrzymałościowym
Fig. 2b. Wet sample after compression test
posługując się programem Phase2, wykorzystującym metodę
elementów skończonych. Obliczenia wykonano w płaskim
stanie odkształcenia. W modelu przyjęto układ warstw opisany
w rozdziale 2 oraz parametry geomechaniczne zamieszczone
w tablicy 2. W modelu zastosowano kryterium wytężeniowe
Hoeka-Browna, przyjmując, że skały zachowują się sprężysto-plastycznie ze wzmocnieniem.
Tarcza modelu miała wymiary 60 × 55 m oraz składała się
z około 12,5 tys. elementów oraz dwukrotnie większej liczby
węzłów. Warunki brzegowe przyjęto w postaci zerowych przemieszczeń na kierunkach prostopadłych do krawędzi modelu.
Obliczenia przeprowadzono dla średniej głębokości zalegania
omawianego wyrobiska wynoszącej 1000 m. Wyrobisko wykonano w specjalnej odmianie obudowy podatnej – ŁPCBor
12. W obliczeniach uwzględniono również współczynnik
koncentracji naprężeń. Dla potrzeb modelu przyjęto kσ=1,3.
Tarczę modelu pokazano na rys. 3.
W celu ukazania wpływu wody na wielkość wypiętrzania
spągu, obliczenia numeryczne wykonano w pięciu etapach,
za każdym razem zmieniając parametry skał spągowych
w zależności od zasięgu strefy zniszczenia i możliwego oddziaływania na nie wody. Zasięg zmian w kolejnych krokach
obliczeniowych wyznaczano na podstawie otrzymanych map
naprężeń normalnych. Po każdym etapie obliczeniowym
wyznaczano strefę całkowitego zniszczenia spągu, gdzie
naprężenia pionowe s1 były nieznacznie większe od 0 MPa,
a naprężenia poziome s3 wynosiły 0 MPa (σ1 = σ1min i σ3 =
0 – rys. 4).
W etapie pierwszym (rys. 5) dla spągu wyrobiska przyjęto
parametry mechaniczne uzyskane podczas badań laboratoryjnych w stanie powietrzno-suchym. W etapie drugim, po uzyskaniu wyników pokazanych na rys. 4, wyodrębniono w spągu
wyrobiska rejon o maksymalnej grubości 0,65 m, dla której
przyjęto parametry geomechaniczne uzyskane podczas badań
próbek spągu po trzygodzinnym nasyceniu wodą, wg tab. 2.
Kolejny trzeci etap to powiększenie strefy zniszczonego
spągu na skutek działania naprężenia oraz wody stojącej
o kolejną warstwę, której miąższość maksymalna (na środku
wyrobiska) wyniosła 0,90 m. Przyjęto dla niej parametry
geomechaniczne skał dla trzygodzinnego nasycania ich wodą.
Dla warstwy zniszczonej we wcześniejszym etapie obliczeń
(etapie 2), na skutek ciągłego działania wody zredukowano
jej parametry geomechaniczne do parametrów wyznaczonych
32
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 3.Przykładowa tarcza modelu do obliczeń numerycznych
Fig. 3. Numerical model
Rys. 4.Zasięg strefy w spągu wyrobiska, dla której zmieniano parametry geomechaniczne – etap 1
Fig. 4. Range of zone in floor which changed the geomechanical parameters – stage 1
laboratoryjnie dla skał po ich sześciogodzinnym nasycaniu
wodą (tab. 2).
W etapie 4 powiększono strefę osłabioną o 0,85 m.
Przyjęto dla niej parametry obliczeniowe wyznaczone dla skał
po ich trzygodzinnym nasycaniu wodą, natomiast parametry
dla wcześniej zniszczonych warstw obniżono do tych, jakie
uzyskano w badaniach laboratoryjnych po sześciogodzinnym
nasycaniu skał wodą.
W ostatnim piątym etapie na skutek ciągłego działania
wody zredukowano parametry trzeciej wydzielonej w spągu
warstwy do parametrów wyznaczonych laboratoryjnie na
próbkach po sześciogodzinnym nasyceniu wodą. Za każdym
razem pozostałe warstwy spągowe posiadały parametry
przyjęte w etapie 1, a więc wyniki uzyskane podczas badań
próbek skalnych w stanie powietrzno-suchym.
Na rysunku 5 kolorem różowym przedstawiono spąg
o parametrach uzyskanych podczas badań próbek w stanie
powietrzno-suchym, kolorem fioletowym spąg o parametrach uzyskanych podczas badań próbek po trzygodzinnym
nasyceniu wodą, a kolorem jasnozielonym spąg o parametrach
uzyskanych podczas badań próbek po sześciogodzinnym
nasyceniu wodą.
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
33
Rys. 5.Etapy podczas obliczeń numerycznych
Fig. 5. Stages of numerical calculations
Rys. 6.Mapy przemieszczeń całkowitych wokół wyrobiska
Fig. 6. Total displacement maps around the roadway
Na podstawie przeprowadzonych obliczeń otrzymano szereg map naprężeń i przemieszczeń na obrysie wyrobiska, m.in.
przemieszczeń całkowitych, które dla poszczególnych etapów
obliczeniowych pokazano na rysunku 6. Dokładne wartości
maksymalnych przemieszczeń zamieszczono w tablicy 3.
Tablica 3. Wartości przemieszczeń całkowitych na obrysie wyrobiska
Table 3. Total displacements values of the roadway contour
Obrys
wyrobiska
Strop
Ocios
Spąg
Etap 1
21,5
86
53,5
Wartość konwergencji [cm]
Etap 2
Etap 3
Etap 4
21,5
21,5
21,5
86
86
88
54,7
57,6
61,1
Etap 5
21,5
88
62,8
Na podstawie wykonanych obliczeń zauważalny jest
wpływ stopniowego obniżania parametrów geomechanicznych skał na zjawisko wypiętrzania spągu. Dla zadanych
warunków górniczo-geologicznych i skał w stanie powietrzno-suchym spąg przemieścił się o około 54 cm. Dla drugiego
etapu wartość ta uległa ponad 1-centymetrowemu zwiększeniu. W etapie 3 odnotowano wzrost wysokości wyciśniętego
spągu o około 3 cm (około 7,7% wartości początkowej).
Wzrost ten jest jeszcze bardziej widoczny dla kolejnego kroku
obliczeniowego (etap 4), gdzie wartość wypiętrzania spągu
wynosi około 61 cm. Zwiększając zasięg wpływu wody na
spąg, w etapie tym otrzymano całkowity przyrost wielkości
przemieszczeń równy ok. 7,6 cm (14%). W ostatnim etapie
obliczeń uzyskano największą wartość wypiętrzenia spągu
34
PRZEGLĄD GÓRNICZY
wynoszącą ok. 63 cm. Zatem całkowite obliczone wypiętrzenie spągu wyniosło około 9,3 cm, co stanowi prawie 18%
wartości początkowej.
Należy zauważyć, że zachowanie się stropu wyrobiska
nie wykazuje istotnych zmian na skutek redukcji parametrów geomechanicznych skał spągowych. Dla każdego etapu
prowadzonych badań przemieszczenie całkowite stropu jest
takie samo i wynosi około 21,5 cm.
Wartość początkowa konwergencji poziomej wyrobiska
jest znaczna (86 cm) i będzie w dużej mierze wpływać na
stateczność omawianego wyrobiska. Jej zmiana w kolejnych
etapach badań jest w praktyce górniczej niezauważalna i wynosi ok. 2 cm (tab. 3). Maksymalne przemieszczenia stropu,
ociosu i spągu wyrobiska w kolejnych krokach obliczeniowych pokazano na rys. 7.
Rys. 7.Przemieszczenie całkowite obrysu wyrobiska w kolejnych krokach obliczeniowych
Fig. 7. Total roadway contour displacement in the calculation
stages
5. Pomiary konwergencji wyrobiska
Rys. 8.Schemat wykonania bazy pomiarowej oraz wykonywanych pomiarów
Fig. 8. Layout of measurement station
2016
Aby określić konwergencję wyrobiska korytarzowego
oraz wpływ wody na wartość wypiętrzania spągu, a co za
tym idzie stateczność wyrobiska, wykonano pomiary in
situ. Pomiary rozpoczęto w kwietniu 2015 i wykonywano je
zarówno podczas drążenia wyrobiska, jak również podczas
jego codziennej eksploatacji. Wszystkie pomierzone wartości
odniesiono do nominalnych wymiarów wyrobiska, którego
szerokość wynosiła 6,5 m, a wysokość 4,225 m.
W wyrobisku zamontowano siedem baz pomiarowych,
wzajemnie oddalonych od siebie o około 25 m. Badanie
konwergencji wyrobiska na każdej bazie pomiarowej, składającej się z czterech punktów pomiarowych – PP1, PP2, PP3,
PP4 (rys. 8), wykonywane było na podstawie trzech różnych
pomiarów, które obejmowały: zmianę wysokości wyrobiska
H, zmianę szerokości wyrobiska S oraz zmianę wartości wypiętrzenia spągu usp (rys. 8). Wypiętrzanie spągu wyznaczono
na podstawie około 10 pomiarów zmiany wysokości między
spągiem wyrobiska a linią łączącą punkty pomiarowe PP1
i PP3. Odległości pomiędzy poszczególnymi znacznikami dla
określania wypiętrzania spągu wynosiły ok. 50 cm (rys. 8).
Badania wykonywane są co miesiąc od momentu zainstalowania w wyrobisku omawianych baz pomiarowych.
W związku z ograniczoną objętością artykułu zdecydowano
się pokazać wyniki z dwóch baz pomiarowych, oddalonych od
siebie o około 20 m. Jedna z baz znajdowała się w stosunkowo
suchej części wyrobiska (baza nr 3), natomiast druga baza
(baza nr 4) znajdowała się w niewielkim zagłębieniu, gdzie
spąg wyrobiska przez praktycznie cały czas jego istnienia
poddawany był wpływowi stojącej wody.
Podczas prowadzonych badań średnie wypiętrzenie spągu
na bazie pomiarowej nr 3 (tab. 4) cały czas wzrasta. W kwietniu 2015, po pięciu miesiącach od wykonania wyrobiska,
średnie wypiętrzenie spągu na całej szerokości wyrobiska
wynosiło 11 cm, natomiast na koniec zeszłego roku, czyli po
13 miesiącach od jego wydrążenia, wartość ta zwiększyła się
dwukrotnie. Podczas przeprowadzenia badań kopalnianych
z końcem grudnia 2015 wypiętrzenie spągu na całej szerokości
wyrobiska przyjmowało wartości od 11 cm do 43 cm (rys 4a),
dając maksymalne średnie wypiętrzenie spągu wynoszące
25,7 cm, co przy około 10-centymetrowym obniżeniu stropu
wyrobiska daje konwergencję pionową wynoszącą około
8,5%. Konwergencja pozioma wyrobiska w tym miejscu
wyniosła natomiast 44 cm, co stanowi ok. 6,8% szerokości
pierwotnej. Analizując wyniki badań zamieszczone w tablicy
4, można stwierdzić, że konwergencja zarówno pionowa, jak
i pozioma wyrobiska od czasu jego wydrążenia cały czas się
zwiększa, co w przyszłości skutkować może jeszcze wyższymi wartościami. Profil wypiętrzanego spągu na bazie nr 3
przedstawiono na rys. 9.
Podobnie co do tendencji wzrostu kształtuje się konwergencja na bazie pomiarowej nr 4, gdzie wypiętrzenie spągu
od momentu rozpoczęcia badań stale rośnie, przyjmując po 13
miesiącach istnienia wyrobiska wartość około 70 cm (tab. 5).
Zakres wypiętrzenia spągu podczas ostatniego badania wahał
się od 56 do 89 cm. W monitorowanym ośmiomiesięcznym
okresie czasu spąg wyrobiska podniósł się o około 15 cm,
co stanowi około ¼ wartości początkowego wypiętrzenia.
Dodając do wartości wypiętrzenia spągu około 16 cm zaciśnięcia stropu, otrzymano wartość konwergencji pionowej
na poziomie 20%. Ociosy wyrobiska zostały zaciśnięte w
znacznym stopniu, a szerokość między nimi stanowi 90%
szerokości początkowej. Profil wypiętrzanego spągu na bazie
nr 4 przedstawiono na rys. 10.
Zarówno na bazie pomiarowej nr 3, jak i nr 4, można
zauważyć nierównomierne wypiętrzanie skał spągowych,
na co wpływać może wartość współczynnika koncentracji
naprężeń czy też rozkład naprężeń głównych, wielkości, które
w polskich kopalniach węgla kamiennego nie są mierzone.
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
35
Tablica 4. Wyniki konwergencji wyrobiska – baza pomiarowa 3
Table 4. Results of convergence measurements – measurement base no. 3
Szerokość
wyrobiska
Sw, m
Średnie
wypiętrzenie
spągu
usp śr, cm
Wysokość
wyrobiska
hmax, m
04.2015
6,28
11,00
05.2015
6,23
06.2015
Data
pomiaru
Konwergencja wyrobiska
Pionowa
Pozioma
cm
%
cm
%
4,01
22
5,21%
22
3,38%
11,71
4,01
22
5,21%
27
4,15%
6,21
12,80
3,99
24
5,67%
29
4,46%
08.2015
6,16
16,26
3,98
25
5,91%
34
5,23%
09.2015
6,10
19,26
3,95
28
6,61%
40
6,15%
10.2015
6,09
21,18
3,93
30
7,11%
41
6,31%
11.2015
6,06
24,21
3,91
32
7,56%
44
6,77%
12.2015
6,06
25,74
3,87
36
8,51%
44
6,77%
Rys. 9.Wypiętrzenie spągu na bazie pomiarowej nr 3 („sucha” baza)
Fig. 9. Floor heaving in the measurement station no. 3 (a “dry” station)
Tablica 5. Wyniki konwergencji wyrobiska – baza pomiarowa 4
Table 5. Results of convergence measurements – measurement base no. 4
Szerokość
wyrobiska
Sw, m
Średnie
wypiętrzenie
spągu
usp śr, cm
Wysokość
wyrobiska
hmax, m
04.2015
6,05
54,63
05.2015
6,01
06.2015
Data
pomiaru
Konwergencja wyrobiska
Pionowa
Pozioma
cm
%
cm
%
3,58
65
15,37%
45
6,92%
54,38
3,56
67
15,84%
49
7,53%
5,99
56,30
3,51
72
17,02%
51
7,84%
08.2015
5,98
61,97
3,46
77
18,21%
52
8,01%
09.2015
5,93
63,80
3,44
79
18,67%
57
8,77%
10.2015
5,92
65,97
3,40
83
19,62%
58
8,92%
11.2015
5,92
68,05
3,38
85
20,09%
58
8,92%
12.2015
5,91
69,55
3,37
86
20,33%
59
9,07%
36
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 10. Wypiętrzenie spągu na bazie pomiarowej nr 4 („zawodniona” baza)
Fig. 10. Floor heaving in the measurement base no 4 (a “water” station)
Na rysunku 11 przedstawiono wykres średnich konwergencji wyrobiska w zależności od czasu, który upłynął od
momentu jego wydrążenia. Rysunek 12 przedstawia natomiast
porównanie maksymalnych wartości wypiętrzenia spągu dla
obu baz pomiarowych, również w zależności od czasu wydrążenia wyrobiska. Na ich podstawie można stwierdzić, że
największy przyrost deformacji spągu w przypadku jego zawodnienia zachodzi w pierwszym okresie, krótszym niż 5 miesięcy, od jego wydrążenia (linia pomarańczowa). Deformacje
skał suchych zachodzą sukcesywnie w czasie, a przebieg
zmian zbliżony jest do liniowego, choć również największe są
bezpośrednio po wykonaniu wyrobiska. Wypiętrzanie spągu
w omawianym wyrobisku stanowi około 72% konwergencji
pionowej w przypadku bazy pomiarowej nr 3 oraz ok. 81%
zmiany wysokości wyrobiska w przypadku bazy pomiarowej
nr 4. Otrzymane wyniki potwierdzają badania prowadzone
przez GIG, gdzie stwierdzono, że udział wypiętrzania skał
spągowych w zaciskaniu pionowym wyrobisk może sięgać
od 60% do nawet 90% [12, 13].
Należy zauważyć, że w wyniku zaciskania chodnika
jego pole przekroju poprzecznego zmniejszyło się o 18% na
bazie, gdzie skały są niezawodnione oraz o około 31% tam,
gdzie skały są poddane działaniu wody. Stanowi to ok. 4,05
m2 w przypadku pierwszym (baza nr 3) i ok. 7,02 m2 w przypadku drugim. Obecny profil wyrobiska przy uśrednionych
wartościach przemieszczeń skał stropowych, ociosowych
i spągowych pokazano na rys. 13a i 13b.
Ponieważ cały czas zachodzi ciągły przyrost konwergencji
wyrobiska, badania te są nadal prowadzone.
Rys. 11. Konwergencja wyrobiska w zależności od czasu zamontowania baz pomiarowych
Fig. 11. Roadways convergence over time
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
37
Rys. 12. Maksymalne wypiętrzenie spągu w zależności od czasu wydrążenia wyrobiska
Fig. 12. Maximum floor heaving in relation to roadway drivage time
Rys. 13a.Zmiana przekroju poprzecznego
wyrobiska na bazie pomiarowej nr 3
Fig. 13a.Cross-sectional roadway change in
measurement station no. 3
6. Podsumowanie
W artykule przeanalizowano zjawisko wypiętrzania spągu
dla warunków, gdy spąg wyrobiska tworzą skały iłowcowe,
które w wyniku prowadzonej eksploatacji czy też warunków
naturalnych ulegają zawodnieniu, a stojąca w wyrobisku
woda ma istotny wpływ na zmianę ich parametrów geomechanicznych.
Na podstawie badań laboratoryjnych dla ilastych skał
zalegających w spągu wyrobiska stwierdzono spadek wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie wynoszący 14% po
trzygodzinnym nasycaniu próbek wodą oraz 20% po sześciogodzinnym kontakcie z wodą. Moduł sprężystości liniowej maleje
odpowiednio o 6% i 23%, natomiast liczba Poissona wzrasta
kolejno o 19% i 38%. Zmiany te będą miały istotny wpływ na
zachowanie się skał spągowych w zawodnionym wyrobisku.
Badania kopalniane konwergencji wyrobiska pokazały
istotny wpływ zawodnienia spągu na wartość jego wypiętrzania, jak również zaciskania ociosów wyrobiska. Na suchym
odcinku wyrobiska średnie maksymalne wypiętrzenie spągu
wyniosło około 26 cm, a dla odcinka w stanie zawodnionym wartość ta wzrosła prawie 3-krotnie i wyniosła 70 cm.
Zaciskanie ociosów wyrobiska, gdzie jego spąg znajduje się
Rys. 13b.Zmiana przekroju poprzecznego
wyrobiska na bazie pomiarowej nr 4
Fig. 13b.Cross-sectional roadway change in
measurement station no. 4
praktycznie w stanie powietrzno-suchym, wynosi 44 cm.
W momencie odziaływania stojącej wody na spąg wartość
przemieszczenia poziomego ociosów wrasta o 35% i wynosi
59 cm. Należy zauważyć istotne zmniejszenie się przekroju
wyrobiska w wyniku jego konwergencji, które na odcinku
suchym wynosi ok. 18%, a na odcinku z zawodnionym spągiem aż ok. 31% (tab. 6).
Metoda obliczeń numerycznych polegająca na sukcesywnym obniżaniu własności skał spągowych wraz z powiększającą się strefą zniszczenia daje obiecujące rezultaty.
W analizowanym przypadku wypiętrzenie spągu wzrosło o 9,5
cm w stosunku do skał suchych i choć nie oddaje ilościowo
w pełni wyników pomiarów kopalnianych pokazuje właściwy
trend zachowania się spągu wyrobiska pod wpływem jego
zawodnienia (tab. 6). Różnice pomiędzy obliczeniami a ich
weryfikacją w warunkach in situ wynikają przede wszystkim z nieznajomości współczynnika koncentracji naprężeń
i rozkładu naprężeń głównych, które w polskich kopalniach
nie są mierzone.
Biorąc pod uwagę bardzo duże zróżnicowanie właściwości
skał osadowych, szczególnie ilastych, w warunkach kopalń
Górnośląskiego Zagłębia Węglowego, badania wypiętrzania
zawodnionego spągu będą kontynuowane.
38
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 6. Wyniki uzyskanej konwergencji wyrobiska wg badań kopalnianych i obliczeń numerycznych
Table 6. Results of roadway convergence – research in situ and numerical calculations
Rodzaj Badania
Badania
kopalniane
Obliczenia
numeryczne
Baza pom. 3
Baza pom. 4
Etap 1
Etap 2
Etap 3
Etap 4
Etap 5
uśr
cm
ΔAstrop
cm
25,7
69,6
53,5
54,7
57,6
61,1
62,8
10
16
21,5
21,5
21,5
21,5
21,5
ΔSocios
cm
Pionowa
cm
%
44
36
59
86
86
75
86
76
86
79
88
83
88
84
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
Bukowska M.: Skłonność górotworu do tąpań – geologiczne i geomechaniczne metody badań. Główny Instytut Górnictwa, Katowice 2012.
Dokumentacja techniczna wyrobiska w pokładzie 412łg+łd. KWK
„Borynia-Zofiówka-Jastrzębie” (materiały niepublikowane).
Erguler Z.A., Ulusay R.: Water-inducted variations in mechanical properties of clay-bearing rocks. International Journal of Rock Mechanics &
Mining Sciences, no 46, 2009, s. 355-370.
Kabiesz J.: Zmiana własności wytrzymałościowych skał karbońskich
pod wpływem ich nawilgocenia. „Bezpieczeństwo Pracy” 1988, nr 4,
s. 23-25.
Kidybiński A.: Podstawy geotechniki kopalnianej. Wyd. Śląsk, Katowice
1982.
Li D., Yuen Wong L.N., Liu G., Zhang X.: Influence of water content
and anisotropy on the strength and deformability of low porosity meta-sedimentary rocks under triaxial compression. Engineering Geology,
no 126, 2012, s. 46-66.
Majcherczyk T., Małkowski P., Niedbalski Z.: Ruchy górotworu i reakcje
obudowy w procesie niszczenia skał wokół wyrobisk korytarzowych
na podstawie badań „in situ”. Wydawnictwa AGH, Kraków 2006.
Majcherczyk T., Niedbalski Z., Bednarek Ł.: Analiza statystyczna właściwości mechanicznych skał płonnych w otoczeniu pokładów węgla
na głębokościach 800 ÷ 1300 m. „Przegląd Górniczy” 2013, nr 12, s.
89-97.
Małkowski P., Ulaszek A., Ostrowski Ł.: Optymalizacja grubości łaty
węglowej pozostawionej w stropie wyrobiska ścianowego z uwagi na
zawodnienie skał stropowych. „Przegląd Górniczy” 2014, nr 3, s. 48-57.
Konwergencja
Pozioma
cm
%
8,5%
44
20,3%
59
17,7%
86
18,0%
86
18,7%
86
19,6%
88
19,9%
88
6,8%
9,1%
13,2%
13,2%
13,2%
13,5%
13,5%
ΔA
m2
ΔA
%
4,05
7,02
7,48
7,55
7,77
8,11
8,32
18%
31%
34%
34%
35%
36%
37%
10. Małkowski P.: Wpływ uwarstwienia górotworu na zasięg stref spękań
wokół wyrobisk korytarzowych. „Wiadomości Górnicze¨ 2014, nr 5,
s. 259-269.
11. Małkowski P.: Wykorzystanie badań laboratoryjnych i kopalnianych do
określenia stałych warunków Hoeka – Browna. „Przegląd Górniczy”
2010, nr 11, s. 46-52.
12. Prusek S.: Metody prognozowania deformacji chodników przyścianowych w strefach wpływu eksploatacji z zawałem stropu. Prace Naukowe
Głównego Instytutu Górnictwa, nr 874, Katowice 2008.
13. Prusek S.: Wykorzystanie sztucznych sieci neuronowych do prognozowania zaciskania chodników przyścianowych. „Wiadomości Górnicze”
2007, nr 11, s. 601-607.
14. Szczepaniak Z., Urbańczyk J.: Wpływ współpracy obudowy kotwiowej
z górotworem na zachowanie stateczności udostępniających wyrobisk
korytarzowych. Materiały konferencyjne: Nowoczesne Technologie
Górnicze 2001, Politechnika Śląska 2001, s. 443-452.
15. Takuski S.: Niektóre zagadnienia wyciskania i zwalczania wyciskania
spodu wyrobisk górniczych. Zeszyty Naukowe AGH, Rozprawy nr 134,
z. 59, Kraków 1966.
16. Tang S.B., Tang C.A.: Numerical studies on tunnel floor heave in
swelling ground under humid conditions. International Journal of Rock
Mechanics & Mining Sciences 55, 2012, s. 139-150.
17. Török À. Vàsàrhelyi B.: The influence of fabric and water content on
selected rock mechanical parameters of travertine, examples from
Hungary. Engineering Geology no 115, 2010, s. 237-245.
18. Ulusay R., Hudson J.A. (eds.): The complete ISRM suggested methods
from rock characterization, testing and monitoring: 1997-2006. ISRM
Turkish National Group, Ankara 2007.
19. Vàsàrhelyi B., Vàn P.: Influence of water content on the strength of
rock. Engineering Geology, no 84, 2006, s. 70-74.
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
39
UKD 622.333: 622.627.8: 622.167/.168
Podziemne retencyjne zbiorniki węgla.
Typowe uszkodzenia i metody oceny stanu technicznego
Underground coal storage bunkers. Typical damages and methods of assessment
of technical condition
dr inż. Sławomir Bock*)
dr inż. Marek Rotkegel*)
dr inż. Jan Szymała*)
Treść: Zbiorniki retencyjne są jednymi z kluczowych wyrobisk zapewniających ciągłość odstawy urobku i funkcjonowania kopalni.
Pomimo tego są one stosunkowo rzadko kontrolowane. Wynika to między innymi z utrudnionego dostępu. W artykule zebrano
przykłady typowych uszkodzeń zbiorników, sposobów oceny ich stanu technicznego oraz metod badawczych. Zaprezentowane
metody zostały pozytywnie zweryfikowane w wielu akcjach pomiarowych prowadzonych przez specjalistów Głównego Instytutu
Górnictwa.
Abstract: Storage bunkers are one of the essential workings that ensure continuity of output haulage and operation of mine. Nevertheless,
they are relatively rarely controlled. This is due to, among others, difficult access. The authors of the paper collected examples of typical damage of bunkers, methods of assessment of their technical condition and research methods. The presented
methods have been positively verified in numerous measurement actions carried out by specialists from the Central Mining
Institute.
Słowa kluczowe:
zbiorniki retencyjne, stateczność, badania, ocena stanu technicznego
Key words:
storage bunkers, stability, research, assessment of technical condition
1. Wprowadzenie
Zbiorniki retencyjne są jednymi z kluczowych wyrobisk zapewniających ciągłość odstawy urobku. Wyrównują
one różnice pomiędzy dopływem i odpływem materiału,
stanowiąc bufor w całym układzie transportu, pozwalający
na optymalne wykorzystanie pracy urządzeń szybowych.
Podziemne zbiorniki retencyjne zlokalizowane są najczęściej
w pobliżu głównych szybów wydobywczych. Wykonywane
są w zdecydowanej większości jako walcowe, a sporadycznie
jako skarpowe.
Zbiorniki walcowe mają średnicę do kilkunastu metrów,
najczęściej 10 m i głębokość sięgającą kilkudziesięciu metrów, najczęściej około 30 m. Walcowe ściany pionowe wykonuje się w obudowie żelbetowej, betonowej lub murowej
z betonitów klinowych. Natomiast ściany nachylone (lej),
bardziej narażone na ścieranie, wykonuje się z materiałów
trudnościeralnych, np. klinkieru, kostki granitowej, lanego
bazaltu, często zabezpieczonych elementami stalowymi
[5,2] – szynami lub blachami trudnościeralnymi (rys. 1).
W miejscach szczególnie narażonych na działanie strugi
urobku także zabudowywane są blachy trudnościeralne, jak
to pokazano na rysunku 2. W części walcowej wykonywane
były w pewnym okresie zsuwnie spiralne, jak przedstawiona
na rysunku 3, które jednak nie spełniały swoich zadań. Z uwagi
na znaczne średnice, komory nad zbiornikami mają również
duże gabaryty. Niekiedy szerokość wyrobiska jest większa
od średnicy zbiornika, jak to ma miejsce między innymi
w wykonywanym w ostatnim czasie zbiorniku w kopalni
Pniówek [4]. W przypadkach, gdy komora nad zbiornikiem
jest mniejszej szerokości, stosuje się ukośne, przewieszone
ściany pod ociosami komory. Często w tych przypadkach
stosuje się wieńce żelbetowe z elementami rozpierającymi.
Wloty do zbiorników są zasłonięte pomostami na stalowym
ruszcie, z otworem zasypowym. Niektóre zbiorniki wyposażone zostały w urządzenie do rewizji, inne w okna rewizyjne.
Rzadziej zbiorniki wykonywane są jako skarpowe czterościenne, z dwoma ścianami płaskimi pionowymi i dwoma
ścianami pochylonymi - zsuwniami. Zbiorniki takie osiągają
długość do 40 m, szerokość około 5 m i głębokość do 20 m.
40
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 1. Wykładka leja wykonana z szyn
Fig. 1. Lining of the hopper made of rails
Rys. 2. Wykładka wykonana z blach trudnościeralnych
Fig. 2. Lining made of abrasion-resisting metal plates
Rys. 3. Zsuwnia spiralna
Fig. 3. Spiral chute
Rys. 4. Element rozporowy w zbiorniku skarpowym
Fig. 4. Expanding element in the slope bunker
Z uwagi na płaskie ściany pionowe, obudowa wykonywana
jest jako żelbetowa z dodatkowymi wieńcami i elementami
rozporowymi, których przykład przedstawiono na rysunku
4. Poruszanie się w komorze nad zbiornikiem możliwe jest
dzięki zabudowanym pomostom – antresolom.
Zapewnienie należytego ich stanu technicznego jest
kluczowym zagadnieniem dla funkcjonowania zakładów
górniczych. Jednak z uwagi na utrudniony dostęp, konieczność opróżnienia i krótki możliwy czas wyłączenia z ruchu,
są one stosunkowo rzadko kontrolowane. Prowadzi to często
do znacznych uszkodzeń obudowy zbiornika i jego złego
stanu technicznego. Istnieją jednak sposoby sprawnego przeprowadzenia stosownych badań w zbiornikach retencyjnych.
2016
oraz elementy rozpierające ścian pionowych w zbiornikach
skarpowych (rys. 6), czy też w głowicach zbiorników walcowych (rys. 7). Naprawy tych elementów są często bardzo
trudne do wykonania.
Duże zagrożenie związane jest także z uszkodzeniami
obudowy. Wytarcia i bruzdy, przedstawione na rysunkach 8 i 9,
o niewielkich rozmiarach i głębokościach nie powinny stanowić zagrożenia dla stateczności zbiornika. Należy jednak mieć
na uwadze ich ciągłe powiększanie się, co prowadzi w końcu
do głębokich ubytków obudowy lub całkowitego jej wytarcia
i dalszego oddziaływania na otaczający, odsłonięty górotwór,
co powoduje powiększanie się ubytku, powstawanie wnęki,
kawerny. Wielkość tych wnęk, ubytków obudowy i górotworu
może sięgać kilkuset metrów sześciennych. Przykłady takich
2. Typowe uszkodzenia zbiorników retencyjnych
Uszkodzenia zbiorników retencyjnych, ich obudowy
i wyposażenia, wynikają z długotrwałej pracy w trudnych
warunkach eksploatacyjnych – z ciągłego przemieszczania się
zgromadzonego urobku, a przede wszystkim z dynamicznego
oddziaływania strugi urobku dostarczanego do zbiornika.
Uszkodzenia w zbiornikach można podzielić w zależności
od elementu, którego dotyczą. Propozycję takiego podziału
przedstawia rysunek 5.
Największe zagrożenie utraty stateczności zbiornika
związane jest z uszkodzeniami zasadniczych elementów konstrukcyjnych. Chodzi tu o elementy takie jak lej wysypowy
i jego połączenie z komorą pod zbiornikiem, wieńce żelbetowe
Rys. 5. Podział uszkodzeń zbiorników oraz elementy najbardziej narażone
Fig. 5. Division of bunkers damage and most exposed elements
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
uszkodzeń przedstawiono na rysunkach 10 i 11. Zagrożenie
w tych przypadkach związane jest z niekorzystnymi siłami
wewnętrznymi występującymi w przeciętym pierścieniu obudowy. Po przeciwległej stronie uszkodzenia generowane mogą
być momenty zginające o znacznych wartościach i związane
41
z nimi siły rozciągające strefy obudowy od strony górotworu, na które obudowa betonowa bez zbrojenia jest bardzo
wrażliwa. Zagrożeniem jest także powiększanie się kawerny,
zwłaszcza w przypadkach występowania w sąsiedztwie innych
wyrobisk (rys. 11) lub skał o niskiej wytrzymałości.
Rys. 6.Pozostałości wyrwanego elementu rozpierającego
w zbiorniku skarpowym
Fig. 6. Remains of the expander member in the slope
bunker
Rys. 7.Zły stan techniczny elementu rozpierającego
Fig. 7. Poor technical condition of the expander member
Rys. 8.Płytkie wytarcia obudowy
Fig. 8. Shallow abrasion of the lining
Rys. 9.Bruzdy w obudowie betonowej
Fig. 9. Furrows in the concrete lining
Rys. 10. Ubytek obudowy i górotworu (widok oraz zarysy uzyskane przez skanowanie)
Fig. 10. Lining and rock mass loss (view and outlines obtained by scanning)
42
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 11. Kawerna powstała w zbiorniku (strzałka wskazuje kierunek fotografii)
Fig. 11. Cavity formed in the bunker (the arrow points the direction of the photography)
Poważnymi zagadnieniami są też przetarcia okładzin
trudnościeralnych, ich oderwania lub uszkodzenia ich mocowań. Prowadzi to do odsłonięcia zasadniczej obudowy, która
następnie osłabiana jest przez uderzającą strugę. Ponadto
oderwany element okładziny może spowodować trudny do
usunięcia zator w leju wysypowym. Przykłady takich uszkodzeń przedstawiono na rysunkach 12-15.
Rys. 12. Uszkodzenie okładzin z szyn w części stożkowej zbiornika
Fig. 12. Damage to the lagging made of rails in the conical part of the bunker
Rys. 13. Wytarcie blach okładzinowych
Fig. 13. Abrasion of lagging sheets
Rys. 14. Naderwana blacha okładzinowa
Fig. 14. Torn lagging sheet
Rys. 15. Ślad po oderwanej okładzinie
Fig. 15. Trace of the torn lagging
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 16. Znaczna korozja i perforacja dźwigara
Fig. 16. Significant corrosion and perforation of the girder
Ostatnia grupa obejmuje najczęstsze uszkodzenia elementów wyposażenia zbiorników. Należy tu wymienić uszkodzenia drabin w zbiornikach skarpowych, korozyjne zużycie lub
uszkodzenie pomostów (rys. 16), czy też uszkodzenia zsuwni
(rys. 17).
3. Metody badawcze
3.1. Ocena makroskopowa stanu technicznego zbiornika
Makroskopowa ocena stanu technicznego obudowy zbiornika oraz inwentaryzacja uszkodzeń obudowy są podstawowym elementem procesu diagnostycznego. Prowadzona jest
ona z nagromadzonego i zniwelowanego urobku, z stałych
drabin, drabin sznurowych, rusztowań, specjalnych urządzeń
rewizyjnych lub z wykorzystaniem technik dostępu linowego.
Najlepsze efekty można osiągnąć, stosując dwie ostatnie metody. W efekcie uzyskuje się ogólny pogląd na stan techniczny
obudowy zbiornika i zastosowanego wyposażenia. Ocenie
poddawana jest nie tylko obudowa, ale również takie elementy, jak okładziny stalowe, stan ich zamocowania, stalowa
wykładka zsuwni, elementy rozpierające i stabilizujące obudowę, instalacja p.poż., a także stan poszycia pomostów nad
zbiornikiem. Stan zbiornika dokumentowany jest za pomocą
notatek, szkiców, fotografii i ewentualnie materiału wideo.
3.2. Określenie parametrów obudowy
Określenie parametrów obudowy najczęściej przeprowadza się metodami pośrednimi – sklerometryczną, ultradź-
Rys. 18. Młotek Schmidta - widok ogólny (prod.
Proceq)
Fig. 18. Schmidt hammer - general view (produced
by Proceq)
43
Rys. 17. Mocno skorodowana wykładka zsuwni
Fig. 17. Heavily corroded chute lining
więkową, pull-out. Niekiedy w badaniach stosuje się metody
bezpośrednie, prowadzone na próbkach pobranych z obudowy.
Metoda sklerometryczna bazuje na zależnościach pomiędzy twardością wierzchniej warstwy betonu a jego wytrzymałością na ściskanie. Do badania tego wykorzystuje się
najczęściej młotek Schmidta N – normalny, o energii uderzenia
2,21 N·m, przedstawiony na rysunku 18, przewidziany do
badania betonu zwykłego w konstrukcjach monolitycznych
i prefabrykowanych. Ocena twardości wierzchniej warstwy
badanego materiału uzyskiwana jest na podstawie pomiaru
liczby odbicia określonej masy uderzającej w badaną powierzchnię ze znaną energią.
Metoda ultradźwiękowa oparta jest na zależnościach
pomiędzy własnościami akustycznymi i mechanicznymi
materiałów. W trakcie próby mierzony jest czas przejścia
fali ultradźwiękowej pomiędzy sondami znajdującymi się w
określonej odległości od siebie. Na tej podstawie obliczana
jest prędkość rozchodzenia się fali w badanym ośrodku, co
pozwala wnioskować o jego wytrzymałości na ściskanie.
W pomiarach stosuje się tzw. betonoskopy ultradźwiękowe,
jak przykładowy przedstawiony na rysunku 19.
Metoda pull-out, pozwala na określenie wytrzymałości
betonu na ściskanie na podstawie pomiaru wartości siły
wymaganej do wyrwania specjalnej kotwi, umieszczonej
w betonie. Metoda ta posiada dwie odmiany. Próby wykonywane są w systemie LOK-TEST, w którym kotwie
zabetonowane zostają w trakcie betonacji (rys. 20) lub
CAPO-TEST, w którym specjalne kotwie umieszczane są
w istniejącej warstwie betonu w podtoczonym otworze
(rys. 21). Obciążenie na trzpień kotwy jest przekazywane
za pośrednictwem siłownika hydraulicznego, wspartego
Rys. 19. Betonoskop ultradźwiękowy „TICO” - widok
ogólny (prod. Proceq)
Fig. 19. Ultrasonic concrete tester “TICO” - general
view (produced by Proceq)
44
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 20. Schemat badania pull-out - odmiana LOK-TEST
Fig. 20. Pull-out test scheme - LOK-TEST type
2016
Rys. 21. Schemat badania pull-out - odmiana
CAPO-TEST
Fig. 21. Pull-out test scheme - CAPO-TEST type
o powierzchnię betonu za pośrednictwem pierścienia oporowego. Pierścień ten, o odpowiednich proporcjach wymusza
złożony stan naprężeń, co prowadzi do zniszczenia betonu
wokół otworu. Wytrzymałość betonu na ściskanie szacuje
się na podstawie zależności wiążącej siłę wyrywającą kotew
i wytrzymałość betonu.
Metoda „pull-out”, z wyjątkiem sytuacji gdy zastosowano
beton na kruszywach lekkich oraz beton o uziarnieniu kruszywa przekraczającym 38 mm, jest w zasadzie niezależna
od wpływu parametrów materiałowych i technologicznych,
spośród których można wymienić między innymi: współczynnik w/c, rodzaj cementu, warunki dojrzewania, zawartość
ewentualnych dodatków, takich jak krzemionka, pyły, czy też
różnego rodzaju włókna. Z tego też względu metoda ta znalazła uznanie w wielu krajach skandynawskich, a także w USA
i Wielkiej Brytanii, gdzie jest powszechnie wykorzystywana.
wanie technologii naprawy oraz oszacowanie ilości potrzebnych materiałów i kosztów naprawy. Specyfika zbiorników
wymusza stosowanie maksymalnie uproszczonych metod
i prostych urządzeń. Podyktowane jest to trudnościami
w instalowaniu sieci punktów bazowych na obudowie zbiornika oraz ustawieniu i ustabilizowaniu urządzenia badawczego
w opróżnionym zbiorniku. W związku z tym badania prowadzi
się z wykorzystaniem skanera laserowego 2D, opuszczanego
do zbiornika na linie, pozycjonowanego i stabilizowanego
przez dwuosobowy zespół. Na rysunku 22 przedstawiono skaner przed opuszczeniem oraz schemat prowadzenia pomiarów.
3.3. Określenie parametrów górotworu
3.5. Analizy wytrzymałościowe
Zły stan techniczny obudowy zbiornika i jego ewentualne
uszkodzenia wynikać mogą nie tylko z parametrów obudowy. Mogą być one związane z parametrami górotworu i
skał w otoczeniu zbiornika. Zwłaszcza chodzi tu o spękania,
zawodnienie czy uaktywnione zaburzenia geologiczne. Dla
stwierdzenia tych czynników prowadzi się badania górotworu
w otworach badawczych za pomocą penetrometru lub endoskopu. Zaletą tych metod jest możliwość ich przeprowadzenia
w tym samym otworze. Dodatkowo rdzeń pobrany w trakcie
wykonywania tego otworu może być poddany badaniom
laboratoryjnym na maszynie wytrzymałościowej.
Pomiary penetrometryczne polegają na wywieraniu
nacisku na ściankę badanego otworu za pomocą iglicy penetrometru. Po przekroczeniu wytrzymałości skał następuje
zagłębienie iglicy w ściankę. Fakt ten jest automatyczne rejestrowany przez układ pomiarowy i na podstawie ciśnienia
cieczy roboczej określana jest wytrzymałość na ściskanie
skały w miejscu badania. Natomiast badania endoskopowe
polegają na obserwacji wnętrza otworu za pomocą miniaturowej kamery prowadzonej na żerdziach.
W efekcie tych badań otrzymuje się profil wytrzymałości
na ściskanie skał za obudową, stan spękań górotworu i wytrzymałość na ściskanie próbek betonu i skał.
Ze względu na podobieństwo geometryczne zbiorników
retencyjnych i szybików (część zasadnicza zbiornika najczęściej posiada kształt walcowy o średnicy 10 m i wysokości 30
m), w niektórych przypadkach obliczenia obciążeń przeprowadzane są analogicznie jak dla szybów, na przykład zgodnie
z wytycznymi normy PN-G-05016:1997. Takie uproszczone
podejście do oceny stateczności obudowy zbiorników retencyjnych posiada szereg wad, z których najistotniejsze to brak
uwzględnienia części stożkowych zbiornika, zlokalizowanych
w jego górnej i dolnej części oraz wpływu wyrobisk korytarzowych połączonych ze zbiornikiem. Wyrobiska korytarzowe
mogą być co prawda uwzględnione podobnie jak podszybia w
przypadku obliczeń obudowy szybowej, jednak korzystniejsza
jest kompletna analiza wytrzymałościowa poszczególnych
elementów zbiorników retencyjnych z zastosowaniem metod
numerycznych.
W przypadku górnej części zbiornika, w zależności od jego
konstrukcji, może występować konieczność analizy stanu wytężenia belek nośnych posadowionych nad zbiornikiem wraz
z częścią wlotową zbiornika. W Głównym Instytucie Górnictwa
obliczenia takie wykonywane są w programie FLAC3D,
w którym istnieje możliwość zastosowania w jednym modelu
numerycznym wielu kryteriów wytężeniowych - na przykład
Coulomba-Mohra do odwzorowania zachowania się betonu
i modelu sprężystego do wyznaczania naprężeń w prętach
zbrojeniowych (rys. 23).
W przedstawionym przykładzie występowała konieczność
jednoczesnego odwzorowania materiału betonowej obudowy
3.4. Określenie ubytków obudowy
Profilowanie ubytków obudowy zbiorników retencyjnych
jest zagadnieniem szczególnie istotnym z uwagi na opraco-
W wyniku prac otrzymuje się skany - zarysy ubytku stopniowane w zależności od jego kształtu i wielkości. Uzyskane
przekroje oraz ich pola powierzchni pozwalają obliczyć
z zadowalającą dokładnością objętość ubytku obudowy.
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
45
Rys. 22. Skaner laserowy przygotowany do opuszczenia oraz schemat prowadzenia pomiarów [9]
Fig. 22. Laser scanner ready to be lowered and scheme of measurements [9]
Rys. 23. Mapa uplastycznienia materiału obudowy (kolorem czerwonym oznaczono
uplastycznione fragmenty betonu) oraz siły osiowe w zbrojeniu belki nośnej, [N]
Fig. 23. Plasticity zone of lining material (plasticized concrete fragments marked in
red) and axial forces in the reinforcement of the bearing beam, [N]
zasadniczej części zbiornika (betonu klasy C16/20) oraz żelbetowych belek nośnych (beton klasy C16/20 ze zbrojeniem
z prętów Ø10 mm, Ø14 mm i Ø28 mm). Zastosowanie modelowania numerycznego pozwoliło także na określenie wpływu
kolejności wykonania belek nośnych i obudowy zasadniczej
na stateczność obudowy zbiornika retencyjnego.
Na stateczność obudowy zbiornika retencyjnego wpływ
może mieć również sposób podawania materiału do jego
wnętrza. Wskutek uderzeń strugi materiału o ścianki zbiornika
może dojść do lokalnych ubytków obudowy, co wielokrotnie
stwierdzano podczas okresowych badań dołowych zbiorników
retencyjnych (rys. 24).
W oparciu o analizę warunków górniczo-geologicznych,
konstrukcji i wyposażenia zbiornika retencyjnego oraz
sposobu podawania materiału zasypowego możliwe jest
przeprowadzenie analizy stanu wytężenia zasadniczej części
obudowy zbiornika. W przypadku modeli o stosunkowo prostej geometrii istnieje możliwość wykorzystania programu
3D Shop w połączeniu z modułem KUBRIX, co umożliwia
dyskretyzację modelu i zapisanie geometrii bezpośrednio
w formacie FLAC3D (rys. 25). W przypadku konieczności
odwzorowania bardziej złożonej geometrii, korzystniejsze jest
przygotowanie modelu w programach SolidWorks lub Ansys,
a następnie jego konwersja do formatu FLAC3D z wykorzystaniem opracowanych w GIG konwerterów geometrii [1].
46
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 24. Symulacja w programie PFC3D podawania strugi materiału do zbiornika retencyjnego dla różnych prędkości pracy przenośnika i składu ziarnowego materiału
Fig. 24. Simulation in PFC3D program of feeding the material stream to the storage bunker for various speed
rates of the conveyor and grain composition of the material
Rys. 25. Przykład modelu zbiornika retencyjnego z widocznym podziałem na warstwy litologiczne [3]
Fig. 25. Example of the storage bunker with visible division into lithological layers [3]
Zastosowanie metod numerycznych pozwala na ocenę
stateczności zbiorników retencyjnych o dowolnej konstrukcji. Oprócz oceny stanu naprężeń i przemieszczeń obudowy
oraz górotworu, obliczenia numeryczne umożliwiają także
określenie miejsc, w których należy prowadzić wzmożoną
kontrolę obudowy (rys. 26).
W przedstawionym przykładzie obliczenia numeryczne
wykazały, że obudowa zbiornika retencyjnego zachowała
swoją stateczność na całej jego długości, z wyjątkiem odcinka
obudowy od głębokości 24 do 27 m. Górotwór za obudową
tworzyła w tym miejscu warstwa węgla kamiennego pokładu
510 (od 20,6 do 27,1 m). Według dostarczonej przez Kopalnię
dokumentacji, grubość obudowy na tym odcinku zmieniała
się od 1,22 m (w górnej części warstwy węgla) do 0,94 m
(w dolnej części warstwy węgla). Wyznaczone metodą numeryczną miejsca utraty stateczności obudowy występowały na
odcinku obudowy o zmniejszonej grubości (0,94 m), w którym
przeprowadzone badania dołowe nie wykazały występowania
uszkodzeń obudowy. Niemniej jednak, z uwagi na wyniki
obliczeń numerycznych, na tym odcinku zbiornika zalecono
prowadzenie wzmożonej kontroli stanu technicznego.
Określenie odcinków obudowy, w których zalecane
jest prowadzenie wzmożonej kontroli, możliwe jest także
w przypadku zbiorników, w których nie stwierdzono uszkodzeń obudowy zarówno w wyniku badań dołowych, jak również na podstawie obliczeń numerycznych. W celu określenia
potencjalnych miejsc wystąpienia uszkodzeń w dłuższym
horyzoncie czasowym, korzysta się z map współczynnika
bezpieczeństwa obudowy, który w programie FLAC3D
określony jest jako stosunek średnich efektywnych naprężeń
do parametrów danego modelu konstytutywnego (rys. 27).
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
47
Rys. 26. Naprężenia styczne obudowy zbiornika wyrównawczego i przyległych wyrobisk
oraz lokalizacja miejsca utraty stateczności
Fig. 26. Shearing stresses of the equalizing bunker lining and adjacent excavations as well
as location of stability loss site
Rys. 27. Mapa współczynnika bezpieczeństwa obudowy zbiornika skarpowego
Fig. 27. Map of safety factor of slope bunker lining
Zastosowanie metod numerycznych pozwala również
na przeprowadzenie prognozy stanu wytężenia obudowy
przy dalszym pogarszaniu się stanu górotworu - na przykład
wskutek wstrząsów i drgań lub niekorzystnych warunków
hydrogeologicznych. Umożliwia to na przykład analizę porównawczą stanu naprężeń w obudowie i obciążenia obudowy
dla górotworu niespękanego oraz dla górotworu osłabionego
(rys. 28).
W przedstawionym przykładzie (rys. 28) możliwe było
także określenie rozkładu obciążeń obudowy łukowej, które
z uwagi na istotne różnice w strukturze górotworu na stosunkowo krótkim odcinku zmieniało się w zakresie od 160 do 570
kN/m. Tak znaczna różnica w obciążeniu obudowy łukowej
w sposób bezpośredni wynikała ze zmian strefy spękanego
górotworu, wyznaczonej metodami numerycznymi i potwier-
dzonej badaniami dołowymi. W podobny sposób możliwe
jest prowadzenie prognoz zmian stateczności wyrobiska retencyjnego wskutek pogarszającego się stanu jego obudowy
i powiększania się stwierdzonych w nim ubytków (rys. 29).
W przedstawionym przykładzie wykazano, że pomimo
lokalnych uszkodzeń obudowy zbiornik retencyjny nie utracił
stateczności. Sytuacja ta nie może być jednak traktowana jako
stabilna. W przypadku dalszego powiększania się ubytków
obudowy może dojść do wzrostu naprężeń, gwałtownego
zniszczenia betonu i wdarcia się mas skalnych do wnętrza
zbiornika. W dalszej kolejności doprowadzić to może do
całkowitej utraty stateczności zbiornika.
W niektórych przypadkach, pomimo dobrego stanu technicznego zasadniczej części obudowy zbiornika, występuje
konieczność powtarzających się napraw dolnej, wylotowej
48
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 28. Analiza stanu naprężeń obudowy zbiornika
i wyrobisk korytarzowych w zależności od
stopnia spękania górotworu a) wyniki obliczeń
dla górotworu bez spękań i pustek za obudową, b) wyniki obliczeń dla górotworu spękanego
Fig. 28. Analysis of the stress state of the bunker lining
and workings depending on the degree of rock
mass fracturing a) calculation results for the
rock mass without fractures and caverns behind the lining, b) calculation results for the
fractured rock mass
Rys. 29. Prognoza stanu wytężenia obudowy zbiornika retencyjnego wskutek powiększania się ubytków obudowy:
a) mapa naprężeń w obudowie zbiornika i wyrobisk korytarzowych (kolorem czerwonym oznaczono miejsca
lokalnego uplastycznienia obudowy), b) mapa przemieszczeń górotworu wskutek dalszego powiększania się
ubytków w obudowie
Fig. 29. Prognosis of the stability of the storage bunker lining as a result of enlargement of concrete damage: a) map of
stresses in the bunker lining and workings (local plasticizing of the lining marked in red), b) map of rock mass
displacement resulting from further expansion of lining damage
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
49
Rys. 30. Symulacja procesu opróżniania zbiornika retencyjnego a) etap napełniania zbiornika, b-d) kolejne etapy
opróżniania zbiornika
Fig. 30. Simulation of the process of emptying the storage bunker a) bunker filling stage, b-d) successive stages of emptying the bunker
części. Stan wytężenia części wylotowej zbiornika wynika między innymi z konstrukcji wylotu oraz ze sposobu
przemieszczania się strugi materiału. Dlatego w Głównym
Instytucie Górnictwa prowadzone były także analizy sił
oddziałujących na poszczególne elementy konstrukcji wylotowej w oparciu o obliczenia numeryczne z wykorzystaniem
programu PFC3D (rys. 30).
Podczas symulacji procesu opróżniania zbiornika retencyjnego monitorowane są zmiany sił działających w wyniku
przemieszczającego się materiału na poszczególne ścianki
konstrukcji wylotu. Na tej podstawie możliwe jest dalsze
prowadzenie stanu wytężenia i analiza zmęczeniowa w dedykowanych programach MES.
4. Dostęp do miejsca badań
Jak wcześniej wspomniano, przeprowadzenie badań
wymaga opróżnienia i wyczyszczenia zbiornika z urobku.
Praktycznie oprócz filmowania obudowy zespołem kamer
opuszczanych do zbiornika, wszystkie wcześniej wymienione metody wymagają obsługi przez jedną lub dwie osoby.
Tylko sporadycznie zbiorniki są wyposażone w urządzenie
do rewizji, a stosowanie mobilnych rozwiązań jest utrudnione
z uwagi na ograniczoną przestrzeń w komorze nadzbiornikowej. W niektórych przypadkach badania można przeprowadzić z odpowiednio utrzymanego poziomu z ewentualnym
wykorzystaniem rusztowań. Mając na uwadze powyższe
uwarunkowania oraz ograniczony czas dostępu do badanego
obiektu, celowe jest zastosowanie technik dostępu linowego
(alpinizmu przemysłowego). Odpowiednie stosowanie technik
pozwala na sprawne i bezpieczne przeprowadzenie badań
wzdłuż wielu pionów pomiarowych.
Badania obudowy zbiorników prowadzi się ze „zjazdu”
(kierunek badania z góry w dół) z wykorzystaniem techniki
dwulinowej – z liną roboczą (zjazdową) i liną zabezpieczającą. Najczęściej, w przypadku całkowitego opróżnienia
zbiornika, zespół po przeprowadzonych próbach wychodzi do komory podzbiornikowej i wyrobiskami wraca do
komory nad zbiornikiem. Mimo to, przewiduje się także
sporadycznie konieczność podchodzenia po linie za pomocą przyrządów zaciskowych, a w niektórych przypadkach
wychodzenie do miejsca początku zjazdu. Zjazd i badania
prowadzi zespół dwuosobowy, wspierany przez osoby zapoznane z technikami dostępu linowego, pozostające przy
stanowiskach zjazdowych. Na rysunku 31 przedstawiono
ogólny schemat badań.
Rys. 31. Uproszczony schemat prowadzenia badań
Fig. 31. Simplified scheme of researches
Prace najczęściej obejmują cztery zasadnicze etapy:
– zainstalowanie stanowisk zjazdowych,
– zjazd na linach i przeprowadzenie badań,
– wychodzenie po linach do komory nadzbiornikowej (lub
wyrobiskami)
– likwidacja lub przebudowa stanowisk zjazdowych.
Stanowiska zjazdowe buduje się na bazie istniejących,
pewnych elementów wyposażenia. Na stanowiskach zawieszane są liny o odpowiedniej długości, zakończone węzłami,
a w miejscach możliwego ocierania lin o krawędzie wyposażenia czy obudowy stosuje się koszulki ochronne lin. Po sprawdzeniu poprawności działania całego układu przystępuje się
do zjazdu i właściwych badań. Zjazd odbywa się najczęściej
w ławeczkach z wykorzystaniem przyrządów RIG (przyrządów zjazdowych z automatyczną blokadą), dedykowanych
do prac wysokościowych. Dodatkowo stosowane jest zabezpieczenie na linie asekuracyjnej za pomocą przyrządów
ROCKER. W przypadku konieczności podejścia po linie
stosuje się przyrządy zaciskowe ASCENSION i CROLL. Na
rysunku 32. przedstawiono sprzęt wykorzystywany w pracach,
natomiast na rysunku 33. przedstawiono sposób wykonywania zjazdu, a na rysunku 34. – sposób podchodzenia na linie.
Wszystkie narzędzia oraz aparatura pomiarowa są zabezpieczone przed przypadkowym upadkiem z wysokości przez
przypięcie do ławeczek. Wszystkie prace przygotowawcze
50
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 32. Podstawowy sprzęt wysokościowy wykorzystywany w badaniach: a – RIG – przyrząd zjazdowy, b –
ASCENSION – przyrząd zaciskowy z uchwytem, c – CROLL – przyrząd zaciskowy, d – ROCKER
– przyrząd do asekuracji na linie asekuracyjnej
Fig. 32. Basic equipment for work at heights used for the study: a - RIG - descender, b - ASCENSION clamp with a handle, c - CROLL - clamp, d - ROCKER - belay device
Rys. 33. Sposób wykonywania zjazdu na linie (wg
[7,8,6])
Fig. 33. Method of rappelling [7,8,6]
Rys. 35. Specjalista GIG w trakcie akcji pomiarowej
w zbiorniku walcowym
Fig. 35. GIG specialist during measurement action in
cylindrical bunker
i zakończeniowe prowadzone są z zastosowaniem zabezpieczeń przed upadkiem z wysokości. Na rysunkach 35-36
przedstawiono specjalistów w trakcie prowadzenia prac
badawczych.
Rys. 34. Sposób podchodzenia po linie (wg [7,8,6])
Fig. 34. Method of long approaching with a rope
[7,8,6]
Rys. 36. Specjalista GIG w trakcie akcji pomiarowej
w zbiorniku skarpowym
Fig. 36. GIG specialist during measurement action in
slope bunker
Wykorzystując techniki dostępu linowego możliwe jest
przeprowadzenie prób wszystkimi wymienionymi wcześniej
metodami. Jedynym znaczącym utrudnieniem jest pobieranie
próbek metodą odwiertów.
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
51
Rys. 37. Naprawiony fragment obudowy zbiornika
Fig. 37. Repaired part of the bunker lining
5. Sposoby przywrócenia wymaganego stanu technicznego zbiornika
Ocena stanu technicznego obudowy zbiornika retencyjnego pozwala na dobranie odpowiednich metod przywrócenia jego właściwego stanu technicznego. Do najczęściej
stosowanych metod naprawczych w przypadku stwierdzenia
ubytków w obudowie jest ich uzupełnienie murem z betonitów lub szybkowiążących mas naprawczych, jak to pokazano
na rysunku 37. Prace te prowadzi się najczęściej z poziomu
urobku lub pomostów rewizyjnych.
Uszkodzenia występujące w częściach skośnych zbiorników wymagają najczęściej wymiany zużytych (wytartych)
elementów stalowych z szyn, blach oraz uzupełnienia ubytków
betonu. Naprawy te wymagają całkowitego opróżnienia zbiornika z urobku i wyłączenia go z ruchu do czasu osiągnięcia
odpowiedniej wytrzymałości przez zastosowane materiały
naprawcze.
Prace naprawcze wyposażenia zbiorników takie jak na
przykład pokrycie na zrębie, wysyp polegają na wymianie
zużytych elementów na nowe. W zależności od ilości uszkodzonych elementów oraz ich lokalizacji prace te wymagają
często wyłączenia zbiornika z ruchu.
6. Podsumowanie i wnioski
Zbiorniki retencyjne są jednymi z kluczowych wyrobisk
zapewniających ciągłość odstawy urobku i funkcjonowania
kopalni. Pomimo tego są one stosunkowo rzadko kontrolowane. Wynika to między innymi z utrudnionego dostępu.
Przedstawione przykłady różnego rodzaju uszkodzeń zbiorników retencyjnych stwierdzone w ich obudowie oraz wy-
posażeniu świadczą o potrzebie prowadzenia takich kontroli.
Właściwa ocena stanu technicznego zbiorników retencyjnych
w połączeniu z odpowiednią naprawą stwierdzonych uszkodzeń eliminuje możliwość wystąpienia poważnych awarii
skutkujących koniecznością czasowego wyłączenia ich z
użytkowania.
Przeprowadzone przez autorów badania w zbiornikach
z wykorzystaniem technik dostępu linowego wykazały, że
bezpośredni kontakt z ocenianym elementem pozwala na
uzyskanie dokładniejszych wyników.
Literatura
Bock S.: New open-source ANSYS-SolidWorks-FLAC3D geometry
conversion programs. Journal of Sustainable Mining 2015.
2. Bock S., Kowalski E., Szymała J.: Możliwości oceny stanu technicznego
obudowy podziemnych zbiorników retencyjnych. – Prace Naukowe GIG
nr 1/1/2011. Katowice 2011
3. Bock S., Kowalski E., Szymała J.: Ocena stateczności obudowy podziemnych zbiorników retencyjnych. „Wiadomości Górnicze” 2012, nr 1.
4. Filipowicz K., Rotkegel M.: Obudowa portalowa jako zabezpieczenie
komory nad zbiornikiem. Budownictwo Górnicze i Tunelowe. (w druku).
5. Kostrz J.: Pogłębianie szybów i roboty szybowe. Wydawnictwo „Śląsk”.
Katowice 1972.
6. PETZL Ekspozycja – oświetlenie – katalog wyrobów – 2013, 2014.
7. PETZL Professional – katalog wyrobów - 2002, 2003.
8. PETZL Work solutions – katalog wyrobów - 2004, 2005.
9. Rotkegel M., Szade A., Szot Ł.: Zastosowanie skaningu laserowego 2D
w ocenie stanu technicznego podziemnych obiektów geoinżynieryjnych.
„Przegląd Górniczy” (w druku).
10. Syty J.: Górnicze ratownictwo wysokościowe.
1.
52
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 622.34: 622.167/.168: 622.34-047.44
Zastosowanie drukarki 3D do produkcji prototypowej
podkładki kotwowej
The use of 3D printer to produce a prototype bolt bearing plate
Dr inż. Krzysztof Skrzypkowski*)
Dr inż. Krzysztof Zagórski*)
Dr inż. Piotr Dudek*)
Treść: W artykule zaprezentowano wybrane podkładki kotwowe stosowane w górnictwie podziemnym. Przedstawiono technologię
drukowania przestrzennego 3D. Na podstawie analizy konstrukcji powszechnie stosowanych stalowych podkładek w górnictwie
rudnym zaprojektowano i wydrukowano prototypową podkładkę na drukarce 3D Formiga P100 z zastosowaniem materiału PA
2200. Wydrukowaną podkładkę poddano badaniom ściskającym na maszynie wytrzymałościowej typu Walter+Bai 3000/200.
W badaniach laboratoryjnych uzyskano charakterystykę obciążeniowo-przemieszczeniową. W podsumowaniu podano zalety
i wady produkowania podkładek z wykorzystaniem drukarki 3D.
Abstract: This paper presents selected bolt bearing plates used in underground mining. The technology of 3D printing was presented.
Basing on structural analyses of commonly used steel bearing plates in ore mining, prototype bearing plate was designed and
printed with the 3D printer type Formiga P100 using PA 2200 material. The printed bearing plate was subject to compressive
strength tests carried out with the Walter + Bai 3000/200 testing machine. In laboratory research, load-displacement characteristics were obtained. In conclusion, the advantages and disadvantages of producing bearing plate using a 3D printer were
given.
Słowa kluczowe:
podkładka kotwowa, drukowanie przestrzenne 3D
Key words:
bolt bearing plate, 3D printing
1. Wprowadzenie
Obudowa kotwowa w górnictwie podziemnym spełnia
swoje zadanie, jeżeli współpracuje z odpowiednio dobranymi
elementami zabezpieczającymi wyrobisko lub wspomagającymi poszczególne kotwy [4, 5, 10]. W przypadku wyrobisk
przygotowawczych i eksploatacyjnych, szczególną rolę
odgrywają podkładki nośne ponieważ przenoszą one obciążenie żerdzi na powierzchnię stropu, ściskając pakiet skał
kotwionych [1, 6]. Elementy i materiały obudowy kotwowej
w tym w szczególności podkładki kotwowe powinny posiadać
certyfikat wyrobu wydawany przez jednostkę certyfikującą,
np. Główny Instytut Górnictwa w Katowicach oraz spełniać
*) AGH w Krakowie
wymagania polskich norm [7].W tablicy nr 1 pokazano
wartości minimalnych sił jakie musi przenieść podkładka
i nakrętka, podtrzymujące opinkę lub górotwór w zależności
od rodzaju stosowanych kotew.
W przypadku stosowania kotew drewnianych, najczęściej
jako elementy obudowy stosuje się drewno bukowe lub brzozowe o wytrzymałości na rozciąganie wzdłuż włókna, zgodnie
z normą PN – G- 15091 [7], nie mniejszej niż 90 MPa. Żerdź
przenosi siłę rozciągającą nie mniejszą niż 20 kN. Natomiast
podkładki przenoszą siłę niszczącą nie mniejszą niż 10 kN.
Podkładki stosowane w górnictwie podziemnym można
podzielić według następujących kształtów: trójkątna, kwadratowa, okrągła, wielokątna płaska lub profilowana pierścieniem
lub żebrami [7].
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
53
Tablica 1. Minimalna siła F przenoszona przez podkładkę
Table. 1. Minimum F force transffered by a bearing plate
Lp.
Minimalna siła F przenoszona przez podkładkę
kN
Rodzaj eksploatowanej kopaliny
Rodzaj mocowania
kotwi
1.
2.
80
rudy miedzi
ciągły
60
rudy cynku i ołowiu
ciągły
3.
120
węgiel kamienny
odcinkowy
4.
nośność kotwi
rudy cynku i ołowiu i miedzi
odcinkowy
2. Drukowanie przestrzenne 3D
Druk 3D będący elementem (szybkiego drukowania) służy
generalnie do wytwarzania poprzez addytywne technologie
projektowanego przedmiotu lub jego fizycznego modelu na
podstawie komputerowego modelu 3D. Pierwszym etapem
przy wytwarzaniu elementów technologią druku 3D jest
opracowanie modelu w programie CAD 3D lub zeskanowanie
danego przedmiotu i zapisanie go w formacie STL, w którym
powierzchnia przedmiotu opisywana jest za pomocą siatki
trójkątów. Tak przygotowany model należy odpowiednio
pozycjonować, aby zajmował on po wydruku jak najmniejszą
wysokość komory roboczej, gdyż koszty i czas wydruku jest
wówczas najmniejszy. Kolejnym krokiem jest uruchomienie
procedury lub programu do „pocięcia” modelu na warstwy.
W uzyskanych warstwach należy usunąć ewentualne błędy
ścieżek lasera, a następnie przygotować zadanie i wysłać
je do drukarki. Drukarka powinna być dokładnie wyczyszczona, przygotowany wcześniej proszek (minimum 24 godz.
wcześniej) umieszczony w zasobnikach i po rozprowadzeniu
wstępnym proszku na stole roboczym można uruchomić
proces wstępnego nagrzewania i proces wydruku. Po wydrukowaniu należy pozwolić, aby wydrukowane elementy powoli
wystygły w maszynie minimum tyle czasu, ile trwał proces
wydruku. Drukowanie dużych elementów może trwać nawet
1,5 dnia, wówczas dodatkowe 1,5 dnia maszyna i „wydruk”
musi stygnąć. Tak więc wytworzenie prototypu trwa około
trzech dni. Dla małych modeli odpowiednio krócej [2].
Model podkładki kotwowej został zaprojektowany
w programie graficznym „CATIA”, który jest specjalnie przeznaczony do prac inżynierskich w zakresie projektowania [9],
tworzenia dokumentacji płaskiej, symulacji metodą elementów skończonych MES oraz programowania obróbki na maszynach numerycznych typu CNC. Na podstawie wymiarów
podkładek okrągłych kształtowych powszechnie stosowanych
w podziemnym górnictwie rud miedzi rejonu LGOM zaprojektowano prototypową podkładkę (rys. 2). Po zaprojektowaniu, podkładka została wydrukowana na Wydziale Inżynierii
Mechanicznej i Robotyki w Katedrze Systemów Wytwarzania
na drukarce 3D Formiga P100 firmy EOS GmbH (rys. 3), przy
wykorzystaniu materiału P2200 (poliamid PA12), dla którego
charakterystykę podano w tablicy nr 2.
Rys. 1.Przykładowe podkładki kotwowe; a) trójkątna stosowana w górnictwie rud cynku i ołowiu przy kotwieniu ręcznym, b) okrągła przy kotwieniu mechanicznym, c) okrągła profilowana w górnictwie rud miedzi, d) kwadratowa w górnictwie rud miedzi, e) okrągła profilowana z tworzywa sztucznego w górnictwie solnym i węglowym,
f) krzyżowa drewniana w górnictwie węglowym (zdjęcia: Krzysztof Skrzypkowski)
Fig. 1. Examples of bolt bearing plates; a) triangular used in zinc and lead mining at manual bolting, b) round with
mechanical bolting, c) profiled round in ore copper mining, d) square in ore copper mining, e) profiled round
manufactured from fiber-reinforced plastic in salt and coal mining, f) wooden cross in coal mining (photo:
Krzysztof Skrzypkowski)
54
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 2.Prototyp podkładki stworzony w programie „CATIA”) (wykonanie Krzysztof Zagórski)
Fig. 2. Prototype of bearing plate developed in
the „CATIA“ program (performed by
Krzysztof Zagórski)
Rys. 3.Drukarka 3D Formiga P100 firmy EOS GmbH (zdjęcie: Krzysztof
Zagórski)
Fig. 3. 3D printer Formiga P100 manufactured by EOS GmbH (photo:
Krzysztof Zagórski)
Tablica 2. Charakterystyka techniczna materiału proszkowego P2200 (poliamid PA12) [3]
Table 2. Technical characteristics of the powder material P2200 (polyamide PA12) [3]
Właściwości
Wartość
Jednostka
1700
MPa
Wytrzymałość na rozciąganie
50
MPa
Wydłużenie przy zerwaniu
20
%
Udarność wg Charpy’ego
53
kJ/m²
Udarność wg Charpy’ego (+23°C, próbka z karbem)
4.8
kJ/m²
Udarność wg Izoda (próbka z karbem, 23°C)
4.4
kJ/m²
Twardość wg Shore D (15s)
75
–
Temperatura topnienia (20°C/min*)
176
°C
Temperatura mięknienia wg Vicata (50°C/h 50N)
163
°C
930
kg/m³
Biały
–
Moduł Younga
Gęstość spieczonego proszku
Kolor proszku (według kart charakterystyk)
*przyrost temperatury
3. Badania laboratoryjne wydrukowanej podkładki kotwowej
W badaniach laboratoryjnych wykonano charakterystykę
obciążeniowo-przemieszczeniową prototypowej podkładki kotwowej. Badania zostały zrealizowane na Wydziale
Górnictwa i Geoinżynierii w Katedrze Geomechaniki,
Budownictwa i Geotechniki z zastosowaniem maszyny wy-
trzymałościowej typu Walter + Bai AG typu DB 3000/200.
W ramach testu został stworzony specjalny szablon pomiarowy, w którym przyjęto prędkość obciążenia 0,2 kN/s. Badania
wykonano zgodnie z normą [8]. Podkładkę kotwową umieszczono na metalowej płycie, która posiadała wywiercony otwór
(rys. 4). Do podkładki i płyty dopasowano część specjalnie
przyciętej żerdzi kotwowej RS-2N ze spęcznioną końcówką.
Podkładkę obciążano siłą osiową przyłożoną do części kotwi
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
55
ze spęcznioną końcówką, rejestrując jednocześnie wartość
odkształcenia podkładki. Pod wpływem obciążenia część
kotwy przemieszczała się w kierunku otworu wywierconego
w metalowej płycie. Na rysunku 5 przedstawiono charakterystykę obciążeniowo-przemieszczeniową wydrukowanej
podkładki kotwowej na bazie materiału PA 2200.
Wysokość początkowa podkładki przed badaniem wynosiła 17 mm. Pod obciążeniem 161 kN, podkładka odkształciła się ponad 13 mm. Po odciążeniu zaobserwowano, że
podkładka nie uległa zniszczeniu, natomiast odkształciła się
plastycznie, zwiększając swoją wysokość o 5 mm (rys. 6).
Na rysunku nr 5 można wydzielić trzy charakterystyczne
etapy pracy podkładki. Pierwszy etap do wartości siły 20
Rys. 6.Podkładka kotwowa po próbie ściskania (zdjęcie:
Krzysztof Skrzypkowski)
Fig. 6. Bolt bearing plate after compression strength test (photo: Krzysztof Skrzypkowski)
kN. Etap ten charakteryzuje się największym przyrostem
przemieszczenia. Jest to spowodowane dostosowaniem się
kształtu wewnętrznego otworu podkładki do spęcznionej
końcówki żerdzi kotwowej. Drugi etap obejmuje zakres siły
od 20 kN do 120 kN, w którym podkładka odkształca się elastycznie. Ostatni, trzeci etap pracy zaczyna się od wartości 125
kN. Ten etap charakteryzuje się pracą podkładki w zakresie
odkształceń plastycznych, co zostało udokumentowane na
rysunku nr 6.
4. Wnioski
Rys. 4.Badanie prototypowej podkładki kotwowej na maszynie
wytrzymałościowej Walter + Bai AG typu DB 3000/200
(zdjęcie: Krzysztof Skrzypkowski)
Fig. 4. Test of prototype bolt bearing plate on the Walter +
Bai AG DB 3000/200 testing machine (photo: Krzysztof
Skrzypkowski)
Prototypowy model podkładki kotwowej został wydukany na drukarce 3D Formiga P100 firmy EOS GmbH
z zastosowaniem materiału PA 2200. Jest to biały proszek
na bazie poliamidu 12, który jest uniwersalnym materiałem, charakteryzującym się wysoką wytrzymałością
i sztywnością oraz dobrą odpornością chemiczną. Jest on
coraz częściej stosowany jako zamiennik typowych tworzyw
Rys. 5.Charakterystyka obciążeniowo-przemieszczeniową wydrukowanej podkładki kotwowej
Fig. 5. Load-displacement characteristics of the printed bolt bearing plate
56
PRZEGLĄD GÓRNICZY
formowanych wtryskowo oraz połączeń ruchowych elementów. Dużą zaletą wydrukowanej podkładki jest jej waga, która
wynosi 0,084 kg. Dla porównania, standardowa podkładka stalowa wykonana z gatunku stali St3 o tych samych wymiarach
waży 0,754 kg. W chwili obecnej wadą tego rozwiązania jest
czas związany z drukowaniem jednej podkładki, wynoszący
kilka godzin. Koszt materiału do druku, który wynosi około
4000 zł za 10 kg powoduje, że nie może on konkurować
z tradycyjnymi gatunkami stali.
Na podstawie wykonanych badań laboratoryjnych można
stwierdzić, że podkładka charakteryzuje się dobrymi parametrami wytrzymałościowymi i spełnia wymagania polskich
norm odnośnie przenoszenia obciążeń w górnictwie rudnym
i węglowym.
Artykuł opracowano w ramach pracy statutowej AGH
o numerze 11.11.100.775.
Literatura
1.
Dębkowski R., Rzepecki W., Turbak A.: Wybrane aspekty współpracy
nośnych podkładek kotwowych ze stropem. XXVII Zimowa Szkoła
2016
Mechaniki Górotworu, t.2. Wydawnictwo KGBiG AGH, Kraków 2004,
s. 1053-1056.
2. Dudek P.: FDM 3D PRINTING TECHNOLOGY IN MANUFACTURING
COMPOSITE ELEMENTS. Archives of Metallurgy and Materials 2013,
vol.58, issue 4, pp. 1415-1418.
3. http://drukarki3d.pl/materialy/sls/poliamid-pa-22002201/
4. Korzeniowski W., Skrzypkowski K., Herezy Ł.: Laboratory method for
evaluating the characteristics of expansion rock bolts subjected to axial
tension. Archives of Mining Sciences 2015 vol. 60 no. 1, s. 209–224.
5. Korzeniowski W., Skrzypkowski K.: Metody wzmacniania górotworu
kotwami przy obciążeniach dynamicznych. „Przegląd Górniczy” 2011,
nr 3-4, s. 1-8.
6. Miller A.L.: Analysis and redesign of mine bearing plates. Journal of
Applied Science and Engineering Technology 2007, vol. 1, pp. 27-32.
7. PN-G-15091:1998: Polska Norma. Kotwie górnicze – Wymagania.
8. PN-G-15092:1999: Polska Norma. Kotwie górnicze – Badania.
9. Rusek P., Wantuch E., Zagórski K.: The problem of energy-consuming
processes in the planning of modern manufacturing Technologies.
Journal of Machine Engineering 2013 vol. 13 no. 4, s. 68–76.
10. Skrzypkowski K.: Zastosowanie obudowy kotwowej celem poprawy
stateczności wyrobisk poprzez częściowe przejmowanie deformacji
górotworu. „Przegląd Górniczy” 2012, nr 4, s. 1-11.
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
57
UKD 622.333: 622.1: 550.8: 622.624.044
Wpływ podziemnego zgazowania węgla
na parametry geomechaniczne górotworu
oraz na jakość obudowy betonowej wyrobisk
korytarzowych w otoczeniu georeaktora
w KD „Barbara”
Dr inż. Zbigniew Lubosik*)
Influence of underground coal gasification on geomechanical
parameters of rock mass and quality of concrete support
in the surroundings of geaoreactor in the Experimental
Mine “Barbara”
Treść: W artykule przedstawiono wyniki badań dołowych parametrów geomechanicznych górotworu oraz jakości obudowy betonowej
wyrobisk w otoczeniu georeaktora podziemnego zgazowania węgla. Badania te obejmowały pomiary: parametrów mechanicznych
węgla i skał, rozwarstwienia skał oraz wytrzymałości i struktury obudowy. W badaniach wykorzystano penetrometr hydrauliczny,
kamerę otworową, młotek Schmidta, metodę pull-out, rozwarstwieniomierz oraz georadar. Badania te przeprowadzone zostały
w trakcie prowadzenia eksperymentu Podziemnego Zgazowania Węgla (PZW) w Kopalni Doświadczalnej (KD) „Barbara”.
Abstract: This paper presents the results of underground investigation aiming at the assessment of influence of underground coal gasification on geomechanical parameters of rock mass and quality of concrete support in the surroundings of a geaoreactor.
The investigation comprises assessment of geomechanical parameters of coal, floor and roof strata, roof displacements and
concrete support strength parameters. Hydraulic penetrometer, endoscopic camera, Schmidt hammer, pull-out method, telltale
and GPR (ground penetration radar) were used during measurements. The investigations were carried out during the UCG
process conducted in the Experimental Mine “Barbara”.
Słowa kluczowe:
podziemne zgazowanie węgla, parametry geomechaniczne skał, obudowa betonowa, rozwarstwienie, strefa spękań
Key words:
underground coal gasification, geomechanical parameters of rock mass, concrete support, roof displacement, fracture zone
1. Wprowadzenie
Proces podziemnego zgazowania węgla (PZW) powoduje
powstanie pustej przestrzeni (zwanej kawerną), jak również
zmianę parametrów geomechanicznych skał otaczających
georeaktor. Naruszony zostaje stan równowagi w górotworze, pojawiają się spękania i deformacje, co skutkuje zmianą
stanu naprężeń. Zmiany te mogą wpływać negatywnie na
utrzymanie wyrobisk górniczych znajdujących się w otoczeniu georeaktora.
Zarówno pierwotny stan naprężeń w górotworze, jak i stan
naprężeń powstały w wyniku prowadzenia typowej działalności górniczej, jak np. drążenie wyrobisk, czy eksploatacja
pokładów węgla systemami ścianowymi, chodnikowymi czy
zabierkowymi zostały zbadane i matematycznie opisane.
Istnieje wiele teorii pozwalających na wyznaczenie zasięgu
strefy spękań wokół wyrobiska, wysokości zawału nad wyrobiskiem ścianowym, obciążenia obudowy chodnikowej,
szybowej czy ścianowej, wyznaczenia energii wstrząsów
górotworu itd.. Pomocne są także programy do modelowania
numerycznego, które wykorzystują różne hipotezy zniszczeniowe oraz zakładają różny charakter zachowania się
modelowanego ośrodka. Zarówno metody empiryczne jak
i programy do modelowania numerycznego zostały opracowane i skalibrowane w oparciu o wyniki wieloletnich pomiarów
dołowych czy badań laboratoryjnych.
W przypadku podziemnego zgazowania węgla, próby eksploatacji pokładów węgla tą metodą prowadzone były lub aktualnie są w wielu krajach, jak np. USA, Rosji, Uzbekistanie,
Chinach, Australii, Kandzie, RPA, Indiach, Nowej Zelandii
[1-3, 9, 11, 15, 16, 21]. W górnictwie polskim PZW nie weszło
jeszcze w fazę zastosowań przemysłowych i w związku z tym
nie ma dostępnych wiarygodnych danych pomiarowych dotyczących zachowania się górotworu w otoczeniu georeaktora,
dla warunków polskiego górnictwa [8, 14, 20, 23]. Dlatego
też prowadzenie tego rodzaju badań pozwala na weryfikację
przyjętych, w oparciu o analizę literaturową doświadczeń
światowych, założeń.
Badania, których wyniki przedstawiono w artykule wykonane zostały w ramach realizacji projektu COGAR pt.
„Podziemne zgazowanie węgla w czynnych kopalniach oraz
na obszarach o dużej wrażliwości ekologicznej”, współfinansowanego przez Fundusz Badawczy dla Węgla i Stali oraz
Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego [6].
2. Próba podziemnego zgazowania węgla w KD
„Barbara”
Próba podziemnego zgazowania węgla w KD „Barbara”
została przeprowadzona w ramach realizacji projektu badawczego Funduszu Badawczego dla Węgla i Stali o akronimie
HUGE-2 (Hydrogen oriented underground coal gasification
for Europe – Environmental and Safety aspects) [23].
58
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Georeaktor dla przeprowadzenia próby podziemnego zgazowania zlokalizowany został w pokładzie 310 na głębokości
ok. 20 m w KD „Barbara” (rys. 1). W celu przeprowadzania
próby PZW, wywiercono w pokładzie otwory stanowiące
kanał ogniowy, gdzie zainicjowano zapalenie w celu jego
zgazowania. Próba PZW trwała od 1 do 6 sierpnia 2013 r.,
a w jej trakcie zgazowano ok. 6 t węgla [23].
2016
niowy z powierzchni do georeaktora w celu zweryfikowania
litologii warstw zalegających nad georeaktorem oraz zbadania
zasięgu strefy spękań w otoczeniu zgazowywanego pokładu.
Badania obejmowały:
– określenie wytrzymałości na ściskanie i rozciąganie skał
za pomocą penetrometru otworowego,
– określenie zasięgu strefy spękań wokół wyrobisk korytarzowych (za pomocą kamery endoskopowej),
– określenie zasięgu strefy spękań nad georeaktorem (za
pomocą kamery endoskopowej),
– określenie parametrów obudowy betonowej wyrobisk
otaczających georeaktor (za pomocą młotka Schmidta,
metody pull-out oraz georadaru),
– określenie rozwarstwienia skał wokół wyrobisk korytarzowych (z wykorzystaniem rozwarstwieniomierza).
4. Wyniki badań dołowych parametrów górotworu oraz
zachowania się obudowy w otoczeniu georeaktora PZW
w KD „Barbara”
4.1. Parametry wytrzymałościowe
Rys. 1.Schemat georeaktora w pokładzie 310
Fig. 1. Scheme of georeactor in seam no. 310
Wyrobiska otaczające georeaktor zabezpieczone były
obudową betonową o grubości od 0,5 do 1,5m.
3. Sposób przeprowadzenia badań dołowych parametrów
górotworu oraz zachowania się obudowy w otoczeniu
georeaktora PZW w KD „Barbara”
W celu określenia wpływu procesu PZW na otoczenie
georeaktora, w wyrobiskach z nim sąsiadujących wywiercono
szereg otworów badawczych, których rozmieszczenie przedstawiono na rys. 2, a podstawowe parametry, wraz z przeznaczeniem, opisano w tabl. 1. Ponadto wykonano otwór rdze-
Wyniki pomiarów parametrów wytrzymałościowych skał
w otoczeniu georeaktora w KD „Barbara”, przeprowadzone za
pomocą penetrometru hydraulicznego, w otworach D1 i D2,
przed i po próbie PZW, przedstawiono w tablicy 2.
Na podstawie danych przedstawionych w tab. 2, stwierdzić
można, że dla otworu D1 wystąpił spadek, zarówno wytrzymałości na ściskanie, jak i rozciąganie w porównaniu do danych
z przed i po PZW. Spadek ten wynosi ok. 10%. Natomiast jeśli
idzie o otwór D2, to, po procesie zgazowania, zaobserwowano
wzrost wytrzymałości na ściskanie i rozciąganie wynoszący
odpowiednio ok. 7,7%. Jeśli weźmiemy pod uwagę litologię
warstw, to największy spadek wytrzymałości na ściskanie
wystąpił w przypadku łupku ilastego w otworze D1 (27,7%),
a największy wzrost dla piaskowca w otworze D2 (2,1%).
Wynika z tego, że wpływ PZW na wytrzymałość skał w otoczeniu georeaktora w KD „Barbara” nie jest jednoznaczny
i nie można stwierdzić, że parametry skał otaczających
georeaktor ulegają w wyniku procesu zgazowania pozytywnym czy negatywnym zmianom. Znajduje to potwierdzenie
Rys. 2.Rozmieszczenie otworów badawczych wokół georeaktora w KD „Barbara”
Fig. 2. Arrangement of exploratory boreholes around georeactor in EM “Barbara”
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
59
Tablica 1. Parametry otworów badawczych i ich przeznaczenie
Table 1. Parameters of exploratory boreholes and their purpose
Oznaczenie otworu
A1+
A1A2+
A2A3+
A3A4+
A4A5+
A5A6+
A6D1
Długość
6,0 m
Nachylenie
10°
-10°
20°
-20°
+10°
-10°
+10°
-10°
+10°
-10°
+10°
-10°
900
D2
5,5 m
900
C
5,0 m
900
S
19m
5,5 m
Przeprowadzone badania
Uwagi
badanie endoskopowe przed PZW
zaizolowane,
po badaniach
a przed PZW
badanie endoskopowe po PZW
wydrążone ze względu
na brak możliwości
otwarcia otworów A1-A4
po próbie PZW
- badania endoskopowe przed / po PZW,
- badania penetrometryczne,
- otwór rdzeniowy (rdzeń przekazany do
badań laboratoryjnych)
instalacja rozwarstwieniomierza
rdzeń przekazany do badań
laboratoryjnych
otwór rdzeniowy
z powierzchni
(źródło: opracowanie własne)
Tablica 2. Parametry wytrzymałościowe skał w otworach D1 i D2 przed i po PZW
Table 2. Strength parameters of rock mass in boreholes D1 and D2 before and after UCG
Otwór
D1
D2
Litologia
węgiel
iłowiec
piaskowiec
cały otwór
iłowiec
piaskowiec
cały otwór
Przedział
wysokości otworu
[m]
0,4 ÷ 0,7
0,7 ÷ 2,3
2,3 ÷ 5,5
0,4 ÷ 5,5
0,3 ÷ 1,7
1,7 ÷ 6,0
0,3 ÷ 6,0
Wytrzymałość na ściskanie [MPa]
przed PZW
po PZW
zmiana %
przed PZW
po PZW
zmiana %
6,0
9,4
33,9
26,9
5,4
24,3
22,1
5,8
6,8
31,8
24,1
5,3
24,8
23,8
-3,3
-27,7
-6,2
-10,4
-1,9
2,1
7,7
0,38
0,60
2,17
1,72
0,35
1,55
1,41
0,37
0,43
2,03
1,54
0,34
1,58
1,52
-3,3
-27,7
-6,2
-10,4
-1,9
2,1
7,7
w pracach [10, 17], gdzie dla różnego rodzaju skał i różnych
temperatur na nie oddziałowujących, charakter zmian wartości
parametrów geomechanicznych jest także różny. W przypadku
prowadzonych badań, bez znajomości rozkładu temperatur w
otoczeniu georeaktora i skonfrontowaniu ich z rozmieszczeniem otworów i litologią, nie można wyciągnąć wiążących
wiarygodnych wniosków.
Rys. 3.Zasięg strefy spękań w otworach
badawczych A1-A4 – przed próbą
PZW w KD „Barbara”
Fig. 3. Range of fracture zone in exploratory boreholes A1-A4 before UCG in
EM “Barbara”
Wytrzymałość na rozciąganie [MPa]
4.2. Zasięg strefy spękań wokół wyrobisk korytarzowych
Badania zasięgu strefy spękań z wykorzystaniem kamery
endoskopowej LM45 [12, 13, 22] przeprowadzono w otworach :
– A1-A4, D1 i D2 - przed zgazowaniem (rys. 3, 5a, 6a),
– A5-A6, D1, D2 i S - po zgazowaniu (rys. 4, 5b, 6b, 7).
60
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Jeśli idzie o zasięg strefy spękań w otworach A1-A6, to
stwierdzić należy, że w otworach wywierconych po wzniosie
zidentyfikowano szereg szczelin, występujących na całych
długościach otworów. Szczeliny te występowały zarówno
przed, jak i po próbie PZW. W otworach nachylonych w dół
wystąpiły trudności z wykonaniem badań, gdyż większość
z nich wypełniona była wodą.
Porównując otwory wywiercone przed i po PZW, czyli
A1- z A5-, A2+ z A5+ oraz otwory A3-4+ z A6+ i A3-A4z A6- to stwierdzić można, że proces podziemnego zgazowa-
2016
nia węgla wpłynął na powstanie nowych szczelin w otaczającym georeaktor górotworze.
W otworach D1 i D2, przed próbą PZW zaobserwowano
szczeliny na całej długości, w ilości odpowiednio: 16 i 11
szczelin (rys. 5a i 6a), przy czym do głębokości otworów
wynoszącej 2,5 m zidentyfikowano 7 szczelin w otworze D1
i 6 w otworze D2. Po próbie PZW, ze względu na zabrudzenie
ścianek otworów, badania dla otworu D1 przeprowadzono dla
głębokości powyżej 2,2 m, a dla otworu D2 – powyżej 2,7 m.
W otworach tych zaobserwowano nowe szczeliny w ilości 5
dla otworu D1 i aż 12 dla D2 (rys. 5b i 6b).
Rys. 4.Zasięg strefy spękań w otworach badawczych A5-A6 – po próbie PZW
w KD „Barbara”
Fig. 4. Range of fracture zone in exploratory boreholes A5-A6 after UCG in
EM “Barbara”
Rys. 5.Zasięg strefy spękań w otworze
badawczym D1 – przed (a) i po
(b) próbie PZW w KD „Barbara”
Fig. 5. Range of fracture zone in
exploratory borehole D1 before (a) and after (b) UCG in EM
“Barbara”
Rys. 6.Zasięg strefy spękań w otworze badawczym D2 – przed (a) i po (b) próbie PZW w KD „Barbara”
Fig. 6. Range of fracture zone in exploratory borehole D2 before (a) and after
(b) UCG in EM “Barbara”
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
4.3. Zasięg strefy spękań nad georeaktorem
Po procesie PZW wywiercony został także otwór rdzeniowy oznaczony symbolem S (rys. 2) z powierzchni do
georeaktora. Z analizy rdzenia wynika, że pokład 310 zalega
na głębokości 15,3 m od powierzchni terenu, a jego grubość
wynosiła 1,6 m. Nad pokładem 310 zalega warstwa iłowca
o grubości 2 m, dla którego wskaźnik RQDL był bardzo niski,
bo wynosił 16, co świadczy o występowaniu szeregu spękań.
Wskaźnik RQDL dla zalegających wyżej piaskowców i iłowców wahał się w przedziale 45-100.
Na długości otworu do pokładu 310 zidentyfikowano 11
szczelin, a w pokładzie wystąpiła kawerna o wysokości ok.
20 cm z materiałem po zgazowaniu na jej spodku.
Ogólnie stwierdzić można, że proces PZW przeprowadzony w pokładzie 310 w KD „Barbara” spowodował powstanie
nowych szczelin na długości badanych otworów.
Zaznaczyć jednak należy, że górotwór otaczający georeaktor był już mocno zeszczelinowany przed próbą zgazowania
61
węgla i jakkolwiek przyrost ilości szczelin po procesie PZW w
stosunku do stanu sprzed procesu PZW został obserwowany,
to powinno to zostać zweryfikowane w trakcie następnych
prób PZW.
4.4. Określenie parametrów obudowy betonowej wyrobisk
otaczających georeaktor
Określenie wpływu procesu PZW na parametry obudowy
betonowej wyrobisk korytarzowych otaczających georeaktor
przeprowadzone zostało za pomocą:
– georadaru (ground penetration radar - GPR) [4, 5],
– testu Pull-out [18, 19],
– metody sklerometrycznej z wykorzystaniem młotka
Schmidta [4, 5].
Lokalizacja stanowisk badawczych przedstawiona została
na rys. 8, a wyniki pomiarów, przed oraz po próbie PZW, na
rys. 9 i 10.
Rys. 7.Litologia warstw skalnych oraz zasięg strefy spękań w otworze badawczym S po próbie PZW w KD „Barbara”
Fig. 7. Lithology of rock strata and range of fracture zone in exploratory borehole S after
UCG in EM “Barbara”
62
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 8.Lokalizacja stanowisk pomiarowych do określenia parametrów obudowy betonowej wyrobisk otaczających georeaktor w KD „Barbara”
Fig. 8. Location of measurement points for assessment of concrete support parameters of workings surrounding the georeactor in EM “Barbara”
Rys. 9.Liczba odbicia wyznaczona z wykorzystaniem młotka Schmidta dla określenia wytrzymałości na ściskanie obudowy betonowej wyrobisk korytarzowych otaczających georeaktor w KD „Barbara” przed i po PZW
Fig. 9. Rebound number measured by means of Schmidt hammer for assessment of strength parameters of concrete
support in workings surrounding the georeactor in EM “Barbara” before and after UCG
Rys. 10. Wytrzymałość na ściskanie obudowy betonowej wyrobisk korytarzowych otaczających georeaktor
w KD „Barbara” określonej metodą Pull-out capo-test przed i po PZW
Fig. 10. Compression strength of concrete support in workings surrounding the georeactor in EM “Barbara”
measured by means of pull-out capo test method before and after UCG
2016
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
63
Rys. 11. Przykładowy wynik pomiarów struktury obudowy betonowej wyrobisk korytarzowych otaczających
georeaktor w KD „Barbara” określonych z wykorzystaniem georadaru
Fig. 11. Example of assessment of measurements of concrete support structure in workings surrounding the
georeactor in EM “Barbara” determined by the use of GPR
Rezultaty pomiarów świadczą o tym, że wytrzymałość
betonu określona młotkiem Schmidta wzrosła po procesie
PZW, o czym świadczy wzrost wartości liczby odbicia
z 29,35 do 31,1, lecz metoda Pull-out dała wyniki odwrotne
(spadek wytrzymałości z 37,2 to 28,8 MPa). Powodem tych
rozbieżności może być lokalna zmiana struktury betonu
w trakcie procesu PZW, co zostało potwierdzone pomiarami
z wykorzystaniem georadaru (rys. 11).
Jak widać na profilu uzyskanym w trakcie badań obudowy
betonowej georadarem (rys. 11), po procesie PZW nie zarejestrowano nowych anomalii wskazujących na powstanie pustek
w obudowie betonowej, jakkolwiek struktura betonu została
zmieniona. Wskazuje na to analiza pojedynczych sygnałów,
gdzie zarejestrowano dużo mniejsze tłumienie sygnału, co
świadczy o powstaniu międzykrystalicznych pustek wypełnionych powietrzem, głównie w głębszych obszarach profilu
uzyskanego z geoardaru.
4.5. Określenie rozwarstwienia skał wokół wyrobisk korytarzowych
W celu określenia rozwarstwienia skał zalegających
w pułapie wyrobisk korytarzowych otaczających georeaktor,
nad pokładem 310, w otworze oznaczonym C, zainstalowano
trójpoziomowy rozwarstwieniomierz [7]. Niestety, prawdopodobnie ze względu na wysoką temperaturę górotworu w trakcie zgazowania rozwarstwieniomierz ten uległ zniszczeniu,
przez co nie uzyskano danych dotyczących rozwarstwienia
skał stropu pokładu 310.
5. Podsumowanie i wnioski końcowe
W trakcie próby podziemnego zgazowania węgla przeprowadzonej w KD „Barbara” wykonano szereg badań mających
określić wpływ procesu podziemnego zgazowania węgla na
parametry geomechaniczne górotworu oraz obudowy beto-
nowej wyrobisk w jego otoczeniu. Zastosowane urządzenia
badawcze w postaci penetrometru hydraulicznego, kamery
endoskopowej, rozwarstwieniomierza, młotka Schmidta, georadaru czy urządzenia do testów pull-out potwierdziły swoją
przydatność do wykonywania tego rodzaju badań w trakcie
prób PZW. Jedynie w przypadku konieczności pozostawienia
urządzenia badawczego w strefie oddziaływania georeaktora
i narażenia go na oddziaływanie wysokiej temperatury, uzyskanie wiarygodnych wyników może okazać się niemożliwe
ze względu na jego zniszczenie.
Uzyskane wyniki badań świadczą o tym, że proces PZW
nie wpłynął w znaczący sposób na pogorszenie parametrów
wytrzymałościowych skał otaczających georeaktor oraz na
wytrzymałość obudowy betonowej wyrobisk w jego sąsiedztwie. Zwiększeniu uległa natomiast ilość szczelin w górotworze po zgazowaniu w porównaniu do sytuacji sprzed zgazowania. Świadczyłoby to o tym, że PZW wpływa negatywnie
na jakość górotworu, przez co wszystkie aspekty związane
z doborem obudowy wyrobisk otaczających georeaktor czy
też dobór parceli węgla pod kątem możliwości jej zgazowania
(zapewnienie wymaganej szczelności georeaktora) powinny
być szczególnie uważnie analizowane.
Ze względu na fakt, że przedstawione w artykule badania
wykonywane były po raz pierwszy, w celu potwierdzenia sporządzonych wniosków należałoby je zweryfikować w trakcie
kolejnych prób podziemnego zgazowania węgla.
Literatura
1.
2.
3.
Aiman W.R., Cena R. J., Hill R.W., Thorsness C. B., Stephens R. R.:
Highlights of the LLL Hoe Creek No. 3 Underground Coal Gasification
Experiment., Lawrence Livermore National Laboratory, Livermore, CA.
UCRL-83768, 1980.
Bhutto A.W., Bazmi A.A., Zahedi G.: Underground coal gasification: from
fundamentals to applications. Prog Energy Combust Sci 2013 no. 3.
Blinderman M.S., Jones, R.M.,: The Chinchilla IGCC Project to Date:
UCG and Environment, 2002 Gasification Technologies Conference,
64
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
PRZEGLĄD GÓRNICZY
San Francisco, USA, October 27-30, 2002.
Bock S., Drzewiecki J., Szymała J., Wilczok B.: Przegląd aktualnie stosowanych metod wytrzymałościowych badań obudów szybów górniczych.
„Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie” 2014, nr
2(234), s. 20-28
Bock S., Drzewiecki J., Szymała J., Wilczok B.: Wybrane metody badań
struktury obudowy betonowej szybów górniczych. „Bezpieczeństwo
Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie” 2014, nr 8, s. 29-34
COGAR pt. „Podziemne zgazowanie węgla w czynnych kopalniach oraz
na obszarach o dużej wrażliwości ekologicznej” (nr projektu RFCRCT-2013-00002), współfinansowanego przez Fundusz Badawczy dla
Węgla i Stali oraz Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego.
Conover D., Ross T., Bigby D.: Recent Experience Using Telltale Roof
Monitoring Systems. Proceedings of the 29th International Conference
on Ground Control in Mining. Morgantown, WV, USA. July 2010. pp.
243-247.
Kapusta K., Stanczyk K.: Development conditions and limitations of the
underground coal gasification in Poland. Chem Rev 2009; 88:331–8.
Khadse A., Qayyumi P., Mahajani S., Aghalayam P.: Underground coal
gasification: a new clean coal utilization technique for India. Energy
2007; 32:2061–71.
Korzeniowski W., Skrzypkowski K.: Badania zmian wybranych właściwości geomechanicznych skał pod wpływem temperatury do 1100 °C w
aspekcie potencjalnych możliwości procesu podziemnego zgazowania
węgla, Przegląd Górniczy” 2012, nr 5.
Liu BY, Qiu P.: Study on the underground coal gasification technology.
Clean Coal Technol 2003;9:23–9.
Merta G., Myszkowski J.: Badania introskopowe w otworach wiertniczych, zastosowanie, ocena metody. XI Międzynarodowa konferencja
naukowo-techniczna „Tąpania 2004”, s. 261-268. Ustroń 2004.
Prusek S., Walentek A., Wrana A.: Rightness of numerical modelling of
the fractured-rock zone around longwall gate roads. 11 Geokinematischer
Tag des Institutes für Markscheidewesen und Geodäsie, Heft 2010-1,
Mai 2010, VGE Verlag. str 82-92.
Stańczyk K., Świądrowski J., Kapusta K., Howaniec N., Cybulski K.,
Rogut J., Smoliński A., Wiatowski M., Kotyrba A., Krause E., Tokarz A.,
15.
16.
17.
18.
19.
20.
21.
22.
23.
2016
Grabowski J., Ludwik-Pardała M., Bruining J., Eftekhari A.A., Schuster
A., Solcova O., Svoboda K., Soukup K., Landuyt P., Garot D., Śpiewak
T., Szarafiński M., Niewiadomski N., Budynek P., Bednarczyk AJ., Marek
A., Rzepa S., Rogosz B., Green R., Palarski J., Strozik G., Falshtynky
V., Dychkowsky R. - EUR 25044 — Hydrogen-oriented underground
coal gasification for Europe — HUGE. Luxembourg: Office for Official
Publications of the European Communities. RFCS series. 2010.
Stuart J.S., Bale V.R., Rosen Mac A.: Review of underground coal gasification technologies and carbon capture. Int J Energy Environ Eng
2012; 3:1–8.
Svjagincev K.H.: Underground coal gasification in the Soviet Union,
Gluckauf 1979, Nr 115.
Sygała A., Bukowska M., Janoszek T.: High temperature versus geomechanical parameters of selected rocks – the present state of research,
Journal of Sustainable Mining, Vol. 12 (2013), No. 4, 45–51.
Szymała J., Bock S., Rotkegel M., Małecki Ł.: Ocena skuteczności
stosowania torkretu do naprawy obudowy szybów na podstawie badań
in-situ. „Wiadomości Górnicze” 2015, nr 9, s. 428-438.
Szymała J., Bock S., Rotkegel M., Małecki Ł.: Results of quality control
of mine shaft lining repaired with shotcrete. Schriftenreihe des Institutes
für Markscheidenwesen und Geodäsie an der Technischen Universität
Bergakademie Freiberg, Heft 2015-1, s. 198-206.
Tomeczek J.: Zgazowanie. Skrypty Uczelniane Politechniki Śląskiej,
Gliwice 1991
Walker L.K., et al.: An IGCC Project at Chinchilla, Australia, based on
UCG, in Gasification Technologies Conference 2001, San Francisco,
USA.
Walentek A., Lubosik Z., Prusek S., Masny W.: Numerical modelling
of the range of rock fracture zone around gateroads on the basis of underground measurements results. Proceedings of the 28th International
Conference on Ground Control in Mining. Morgantown, WV, USA.
July 2009. pp. 121-128.
Wiatowski M., Świądrowski J., Kapusta K., Cybulski K., Ludwik-Pardała
M., Grabowski J., Stańczyk K., Technological Aspects of Underground
Coal Gasification using Oxygen in the Experimental “„Barbara”” Mine”,
Fuel 159 (2015) 454–462.
Nasz nowy adres to
[email protected]
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
65
UKD 622.333: 622.28: 622.2-045.43
Problemy z utrzymaniem obudowy powłokowej w interwale
soli kamiennej szybu SW-4 kopalni ZG
„Polkowice-Sieroszowice”
Problems with maintenance of shaft lining in the salt interval of SW-4 shaft
in “Polkowice-Sieroszowice” copper mine
mgr inż. Sławomir Fabich*)
mgr inż. Piotr Morawiec**)
mgr inż. Krzysztof Soroko**)
mgr inż. Marcin Szlązak*)
Treść: Szyb SW–4 znajduje się tuż przy granicy obszaru złoża rud miedzi „Sieroszowice” z położonym na północ obszarem złoża
rud miedzi „Głogów Głęboki Przemysłowy”. W bezpośrednim sąsiedztwie szybu SW-4 występuje warstwa soli kamiennej
o miąższości ok. 153 m. Spąg warstwy soli zalega na głębokości od 1179,95 do 1179,5 m, strop na głębokości od 1027,2 do
1027,5 m. Sól najstarsza jest wykształcona w postaci zróżnicowanego kompleksu warstw, których głównym składnikiem jest halit.
Obecnie, największym problemem związanym z obecnością soli w obrębie nowo wybudowanego szybu są jej właściwości
reologiczne, uwidaczniające się w postaci konwergencji szybu, której towarzyszy łuszczenie się ociosów na całym odcinku
solnym. Łuszczenie ociosów solnych jest konsekwencją towarzyszącemu procesowi reologicznego pełzania zjawiska dylatancji.
W przypadku szybu SW-4 dopuszczenie do obwałów zagrażałoby bezpieczeństwu jego funkcjonowania. Z tego też względu
nadrzędnym celem towarzyszącym procesowi projektowania obudowy szybu na odcinku solnym było pełne zabezpieczenie
wyrobiska szybowego obudową spełniającą dwie funkcje. Funkcja pierwsza – izolująca ocios solny od płynącego szybem powietrza oraz migracji w masyw solny wód z nieszczelności w obudowie – funkcję tę pełni obudowa powłokowa. Funkcja druga
zabezpieczająca wyrobisko szybowe przed skutkami dylatancji masywu solnego – funkcję tę pełni obudowa stalowa, kołowa
podatna z profili V25. Konsekwencją reologicznego płynięcia oraz dylatancji jest konieczność okresowej przebudowy szybu
na odcinku solnym. Każda z przebudów będzie polegała na odtworzeniu pierwotnego przekroju szybu na odcinku solnym wraz
z odtworzeniem jego obudowy.
Abstract: SW-4 shaft is located in the border of “Sieroszowice” and “Głogów Głęboki Przemysłowy” mining area. In the vicinity
of SW-4 shaft a layer of rock salt has a thickness of ~ 153 m. Floor of this layer lies at the depth of between 1179.5 m and
1179.95, and the roof - 1027.2 to 1027.5 m. Halite is the main composite of this deposit. Currently, the biggest problem
associated with the presence of salt in the newly constructed shaft is convergence of the walls connected with rheological
*) KGHM Cuprum Sp. z o.o. CBR; **) ZG „Polkowice-Sieroszowice”
66
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
properties of salt. Additional phenomenon which exists in the shaft is exfoliation of side walls connected with dilation. In
case of SW-4 shaft, letting these phenomena to exist could jeopardize safety of its operation. Therefore, the shaft lining
was being developed with the intention to achieve two major goals. The first one was to prevent from migration of air and
water from the shaft into side walls. This has been achieved by use of shell lining. The second goal was to protect the shaft
from dilatation influence. This has been done by use of V25 susceptible lining. The consequence of the rheological flow and
dilation is the need to periodically rebuild the shaft lining in salt deposit interval. Each reconstruction relies on restoring the
original shaft diameter along with the reconstruction of the lining.
Słowa kluczowe:
obudowa szybu, przebudowa szybu, obudowa w warstwach solnych
Key words:
shaft lining, shaft repairing, salt rock mass
1. Wprowadzenie
W profilu szybu SW-4 w interwale głębokościowym pomiędzy 1026 a 1181 m znajduje się warstwa soli kamiennej,
która podlega procesom reologicznym, co skutkuje zaciskaniem się wyłomu szybowego. Zaciskaniu towarzyszy zjawisko
dylatancji, powodujące odspajanie (łuszczenie się) ociosu
solnego. Konsekwencją obu tych procesów jest konieczność
okresowej przebudowy szybu na odcinku solnym. Każda
z przebudów będzie polegała na odtworzeniu pierwotnego
przekroju szybu na odcinku solnym wraz z odtworzeniem
jego obudowy. W artykule przedstawiono budowę geologiczną
na odcinku soli kamiennej, obciążenie wentylacyjne szybu
SW-4, konwergencje ociosu solnego, zastosowaną obudowę
na odcinku soli kamiennej oraz proponowane modyfikacje
obudowy zabezpieczającej wyłom solny.
2. Parametry techniczne szybu
Szyb SW-4 jest szybem wentylacyjnym, wdechowym,
umożliwiającym udostępnienie złoża zalegającego w interwale głębokości 1100-1250 m p.p.t. Współrzędne geodezyjne
w układzie „2000” wynoszą: X (5720269,09), Y (5571958,28).
Podstawowe parametry techniczne obudowy szybu:
– średnica szybu w świetle obudowy – 7,5 m,
– poziom zrębu szybu – +164,5 m n.p.m.,
– azymut osi głównej szybu – α = 00,
– poziom posadowienia głowicy szybu – +155,7 m n.p.m. (8,8 m p.p.t.),
– poziom posadowienia wieńca do podwieszenia
pierwszego pierścienia tubingowego – +154,6 m n.p.m.
(9,9 m p.p.t.),
– poziom zabudowy ostatniego pierścienia tubingowego
pierwszej kolumny – –500,9 m p.p.m. (665,4 m p.p.t.),
– poziom zabudowy stopy podstawowej pod pierwszą kolumną tubingową – –504,4 m p.p.m. (668,9 m p.p.t.),
– łączna ilość pierścieni tubingowych pierwszej kolumny – 436,
– poziom posadowienia pierwszego odcinka obudowy betonowej – –658,9 m p.p.m. (823,4 m p.p.t.),
– poziom zabudowy ostatniego pierścienia
tubingowego drugiej kolumny – –710,0 m p.p.m. (874,5
m p.p.t.),
– poziom posadowienia wlotów nad solą kamienną– –850,5
m n.p.m. (1015,0 m p.p.t.),
– azymut osi wlotów lunet nad solą kamienną – wlot N 00,
wlot S 204017’30”,
– poziom posadowienia drugiego odcinka obudowy betonowej (nad solą kamienną) – –861,9 m p.p.m. (1026,4 m
p.p.t.),
– poziom posadowienia obudowy powłokowej w warstwie
soli kamiennej – –1017,5 m p.p.m. (1182,0 m p.p.t.),
– poziom posadowienia wlotów lunet wentylacyjnych –
–1044,5 m n.p.m. (1209,0 m p.p.t.),
– azymut osi wlotów lunet wentylacyjnych – wlot N
24017’30”, wlot S 1800.
– poziom dna szybu – –1053,5 m n.p.m. (1216,0 m p.p.t.),
– poziom posadowienia zamknięcia dna szybu – –1056,5 m
n.p.m. (1219,0 m p.p.t.).
3. Stratygrafia i litologia
Rejon szybu SW–4 znajduje się tuż przy granicy obszaru
złoża rud miedzi „Sieroszowice” z położonym na północ
obszarem złoża rud miedzi „Głogów Głęboki Przemysłowy”.
Obszar ten został wydzielony z wcześniej udokumentowanego
obszaru złoża rud miedzi „Głogów Głęboki”. Rozpoznany
profil geologiczny szybu SW-4 dzieli się na dwa główne
kompleksy stratygraficzne (tab.1) [2]:
– kompleks osadów kenozoicznych stanowiący pokrywę
monokliny;
– kompleks skał osadowych permo-triasowych, budujących
monoklinę przedsudecką.
Sól kamienna najstarsza (Na 1) w bezpośrednim sąsiedztwie szybu SW-4 osiąga miąższość 152,75 m. Generalnie
w rejonie podszybowym obserwuje się znaczne zróżnicowanie
miąższości soli kamiennej. W otworach S-557 i S-373A oraz
w szybie SW-4 miąższość soli jest prawie dwukrotnie wyższa
niż w dwóch sąsiednich otworach S-373 i S-558. Różnica
ta to oboczne uzupełnienie miąższości anhydrytu dolnego
w otworach S-557 i S-373A, gdzie anhydryt został zastąpiony
sedymentacyjnie przez sól kamienną. W szybie SW-4 spąg
warstwy zalega na głębokości od 1179,95 do 1179,5 m, strop
na głębokości od 1027,2 do 1027,5 m. Sól najstarsza jest
wykształcona w postaci zróżnicowanego kompleksu warstw,
których głównym składnikiem jest halit. Spągową partię
kompleksu chlorków stanowi warstwa soli laminowanych
anhydrytem w postaci smug, lamin i warstewek drobnoziarnistego piasku. Powyżej soli laminowanych występują sole
czyste i lekko zanieczyszczone, stanowiąc przeważającą część
kompleksu soli w profilu szybu SW-4. Charakteryzują się one
strukturą różnoziarnistą, średnio- i grubokrystaliczną, teksturą
masywną i zbitą, o zabarwieniu mlecznym lub przeźroczystą.
4. Przebudowa szybu SW-4 na odcinku solnym
Największym problemem związanym z obecnością soli
w obrębie szybu SW-4 są jej właściwości reologiczne,
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
67
Tablica 1. Uproszczony profil stratygraficzno-litologiczny w rejonie szybu SW-4 poniżej głębokości 669,4 m
Table 1. Simplified stratigraphic profile in the area of shaft SW-4 below the depth of 669,4 m
uwidaczniające się w postaci konwergencji szybu na całym
odcinku solnym, której towarzyszy łuszczenie się ociosów
solnych. Łuszczenie ociosów solnych jest konsekwencją
towarzyszącemu procesowi reologicznego pełzania zjawiska dylatancji. Zjawisko to jest powszechnie obserwowane
w wyrobiskach solnych kopalni Polkowice-Sieroszowice”
i przejawia się pojawianiem na ociosach oraz na stropie wyrobiska płaszczyzn odspojeń calizny solnej, grożąc obwałami
w wyrobisku. W przypadku szybu SW-4, dopuszczenie do
powstania tego zjawiska zagrażałoby bezpieczeństwu jego
funkcjonowania. Z tego też względu nadrzędnym celem
towarzyszącym procesowi projektowania obudowy szybu
na odcinku solnym było pełne zabezpieczenie wyrobiska
szybowego obudową spełniającą dwie funkcje. Funkcja pierwsza – izolująca ocios solny od płynącego szybem powietrza
oraz migracji wód w masyw solny poprzez nieszczelności
w obudowie – funkcję tę pełni obudowa powłokowa. Funkcja
druga zabezpieczająca wyrobisko szybowe przed skutkami
dylatancji masywu solnego – funkcję tę pełni obudowa stalowa, kołowa podatna z profili V25.
Konsekwencją reologicznego płynięcia oraz dylatancji
jest konieczność okresowej przebudowy szybu na odcinku
solnym. Każda z przebudów będzie polegała na odtworzeniu pierwotnego przekroju szybu na odcinku solnym wraz
z odtworzeniem jego obudowy. Zakładając, że pełzanie soli
jest ustalone i wynosi 0,5 mm/dobę, to można przyjąć, że
szyb będzie podlegał cyklicznym przebudowom (co 12 lat).
Pierwsza przebudowa wykonana została w 2015 roku, a następne odpowiednio do końca 2024 i 2036 roku.
5. Planowane obciążenie wentylacyjne szybu SW-4
Szyb SW-4 jest szybem z funkcją wentylacyjną, dostarczającą do wyrobisk kopalni świeże powietrze. Zgodnie
z założeniami w zakresie wentylacji rejonu przedstawionym
w opracowaniu projektowym szybem SW-4 do wyrobisk
kopalni planowane jest dostarczanie świeżego powietrza
w następującej ilości [3]:
– rok 2016 - 54,3 tys. m3/min;
– rok 2020 - 60,5 tys. m3/min;
– rok 2027 - 70,3 tys. m3/min.
Powyższe dane zostały uściślone przez służby wentylacyjne kopalni „Polkowice-Sieroszowice”. Z przekazanych
informacji wynika, że obciążenie wentylacyjne szybu SW-4
w kolejnych latach będzie się kształtowało na następującym
poziomie (rys.1):
– rok 2015
– 20 tys. m /min,
– lata 2016 - 2024 – narastająco od 40 do 55 tys. m /min,
– lata 2025 - 2035 – 72 tys. m /min,
– po roku 2035
– spadek ilości powietrza w szybie.
Obecnie, po zakończeniu głębienia szybu i uruchomieniu
systemu ogrzewania szybem SW-4 przepływa powietrze
w ilości około 10 tys. m3/min.
6. Konwergencja ociosu solnego
Sól kamienna jest skałą o specyficznych własnościach
fizyko-mechanicznych. Jej charakterystyczną cechą jest łatwa zdolność do odkształceń plastycznych oraz pełzania. Na
etapie wykonywania szybu w warstwie solnej w ociosie zabudowano osiem stanowisk pomiarowych do monitorowania
konwergencji wyrobiska. Proces monitorowania trwa od 495
dni dla zabudowanego najwcześniej stanowiska pomiarowego
do 303 dni dla stanowiska nr 8. Według stanu na 11 czerwca
2014 r. pełzanie spowodowało zmianę średnicy szybu SW-4
w strefie solnej z wartości nominalnej wynoszącej 10 m do
9,2-9,8 m w zależności od głębokości (tablica 2). Największa
konwergencja obserwowana jest na najdłużej obserwowanym
stanowisku pomiarowym nr 1, zaś najmniejsza w spągowej
strefie soli, na głębokości 1159,6 m - przy czym jest to stanowisko obserwowane najkrócej.
Prędkość pełzania wyłomu szybowego wykazywała
bardzo dużą dynamikę zmian w czasie. Bezpośrednio po
wykonaniu wyłomu w analizowanej strefie pełzanie osiągało wartość przekraczającą 10 mm/dobę. Z czasem wartość
chwilowej prędkości pełzania stopniowo spadała. Poniżej
68
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 1.Prognozowane obciążenie wentylacyjne szybu SW-4 w kolejnych latach
Fig. 1. Predicted ventilation load of shaft SW-4 in consecutive years
Tablica 2. Konwergencja szybu na odcinku solnym wg stanu na 11 czerwca 2014
Table 2. Shaft convergence in the salt section as of 11 June 2014
Stanowisko nr:
Głębokość, m
Aktualna średnica, m
1 (495 dni)
1060,2
9,20
2 (468 dni)
1084,6
9,36
3 (456 dni)
1099,6
9,34
4 (447 dni)
1114,6
9,30
5 (423 dni)
1124,6
9,37
6 (410 dni)
1129,6
9,42
7 (393 dni)
1144,6
9,52
8 (303 dni)
1159,6
9,81
na rysunku 2 przedstawiono rozkład tej prędkości w funkcji
czasu. W chwili obecnej, a więc po upływie około 500 dni od
zabudowy pierwszego stanowiska, średnia wartość prędkości
pełzania wynosi około 0,5 mm/dobę (pełzanie to dotyczy
średnicy szybu).
Zakładając zatem, że ustalona prędkość konwergencji będzie wynosiła średnio około 0,5 mm/dobę - w okresie każdego
roku szyb na odcinku solnym będzie zmniejszał swoją średnicę
o około 0,18 m. Zakładając również, że aktualny stan reologicznego pełzania jest stanem ustalonym, będzie zachodziła
konieczność cyklicznej przebudowy szybu na odcinku solnym
co około 12 lat, pod warunkiem, że sposób przebudowy będzie
gwarantował odtworzenie średnicy szybu na odcinku solnym
do wartości nominalnej wynoszącej około 10 m. Poniżej na
rysunku 3 przedstawiono hipotetyczną zmianę średnicy wyłomu ociosu solnego, przy założeniu, że przebudowy będą
prowadzone co 12 lat. Z rysunku tego zaobserwować można,
iż teoretycznie pierwsza przebudowa powinna być wykonana
do końca roku 2021, a kolejne do końca odpowiednio 2033 i
2045 r. Należy jednak zaznaczyć, że obserwowana od chwili
zgłębienia szybu duża dynamika procesu zaciskania jego przekroju na odcinku solnym nie jest bez znaczenia dla obudowy
zabezpieczającej wyłom, przyczyniając się do pojedynczych
przypadków zrywania kotew mocujących uchwyty profili
V25 oraz śrub strzemionowych zamków. Z tego też względu
uważano, że pierwszą przebudowę szybu na odcinku solnym
należy wykonać jeszcze przed uzbrojeniem szybu w urządzenia
docelowe, a więc na przełomie 2014/2015 - wykorzystując
to, że szybem będzie płynęła jeszcze stosunkowo mała ilość
powietrza. W takim przypadku następna przebudowa powinna
być wykonana na przełomie 2026/2027 (rys. 4).
Z uwagi jednak na wcześniej omawiane warunki wentylacyjne panujące w szybie SW-4, należałoby rozważyć
konieczność przyspieszenia drugiej przebudowy z roku 2027
na „do końca 2024”, wykorzystując sytuację, że szybem będzie płynęło ok 55 tys. m powietrza na minutę. W przypadku,
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
69
Rys. 2.Prędkość konwergencji wyłomu solnego SW-4 na podstawie pomiarów konwergencji realizowanych w okresie
od 01.02.2013 do 11.06.2014
Fig. 2. Convergence velocity of the salt section in shaft SW-4 – measurements in the period between 1 February 2013
and 11 June 2014
Rys. 3.Hipotetyczna konwergencja średnicy wyłomu ociosu solnego z uwzględnieniem przebudów w okresach co 12
lat
Fig. 3. Hypothetic convergence of shaft diameter taking into account the reconstroctions of shafts every 12 years
gdy do tego czasu zostanie wykonana dowierzchnia wentylacyjna, przebudowa będzie mogła być przeprowadzona bez
najmniejszych problemów technologicznych - przy założeniu,
iż dowierzchnią będzie płynęło powietrze w ilości około 45
tys. m3/min. Pozostała część powietrza, w ilości 10 tys. m3/
min będzie płynęło remontowanym odcinkiem solnym.
7. Harmonogram przebudów szybu na odcinku solnym
Z powyższych analiz dotyczących konwergencji ociosu
solnego szacuje się, iż przebudowy powinny być wykonywane co 12 lat. W związku z tym, iż szyb SW-4 pełni funkcję
wentylacyjną wdechową, przy maksymalnym obciążeniu 72
70
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 4.Hipotetyczna konwergencja średnicy wyłomu ociosu solnego z uwzględnieniem pierwszej przebudowy, realizowanej na przełomie 2014/2015
Fig. 4. Hypothetic convergence of shaft diameter taking into account the first shaft reconstruction in 2014-2015
tys. m3/min, kolejne przebudowy szybu na odcinku soli kamiennej należy zaplanować w taki sposób, aby możliwe było
wykonanie prac bez kolizji z intensywną funkcją wentylacyjną
szybu. Biorąc pod uwagę konwergencję ociosu solnego oraz
obciążenie wentylacyjne szybu SW-4, potrzebę wykonania
pierwszego remontu określono na przełom roku 2014/2015,
a kolejnego około 8 lat po pierwszym, czyli do końca 2024
roku (rys. 5). Interwał wykonywanych remontów wynika
z charakteru zjawiska reologicznego soli oraz z warunków
wentylacyjnych panujących w szybie. Pierwsza przebudowa
musi nastąpić w momencie, gdy ilość powietrza płynącego
szybem będzie relatywnie niska (nie większa niż 20 000
m3/min). Drugi remont natomiast może nastąpić dopiero w
momencie, gdy wykonane zostanie połączenie pomiędzy
wlotami na poz. 1015 m a poziomem podszybia, umożliwiając alternatywną drogę dla przepływającego powietrza.
W pracy wykonywanej przez KGHM CUPRUM [3] wskazano, iż najbardziej efektywnym rozwiązaniem będzie
wykonanie dowierzchni wentylacyjnych łączących ww. poziomy. Kolejna przebudowa będzie realizowana w 2036 roku
w warunkach zmniejszonego już obciążenia wentylacyjnego
szybu, wykorzystując, podobnie jak to będzie miało miejsce
przy przebudowie w 2024 r., dowierzchnię wentylacyjną dla
przepływu powietrza, tym samym odciążając wentylacyjnie
odcinek solny szybu. W przypadku, gdyby po roku 2035
zapotrzebowanie na świeże powietrze nie spadło, wówczas
dla poprawy sytuacji wentylacyjnej rejonu należy wykonać
z ww. dowierzchni otwory wielkośrednicowe.
8. Koncepcja przebudowy szybu na odcinku soli kamiennej
Z racji silnie reologicznych własności masywu solnego,
który występuje w szybie SW-4 istnieje konieczność wykony-
wania cyklicznych przebudów jego obudowy w omawianym
interwale. Jak już wspomniano wcześniej, maksymalny okres
pomiędzy przebudowami wynosić będzie 12 lat, niemniej
jednak, z uwagi na warunki wentylacyjne w szybie, należy
te przebudowy wykonywać częściej [3].
8.1. Aktualnie stosowane rozwiązania techniczne zabezpieczające ocios solny
8.1.1. Obudowa kotwowo-powłokowa
W celu zabezpieczenia ociosu solnego zastosowano
obudowę kotwowo-powłokową. Jako powłokę zabezpieczającą ocios solny przed oddziaływaniem atmosfery panującej
w funkcjonującym szybie zastosowano aplikowany natryskowo system składający się z poliuretanowego podkładu
Ekopur LS/G (warstwa o grubości ~2 mm), siatki opinkowej
z tworzywa sztucznego oraz właściwej membrany zabezpieczającej ocios o nazwie Krzemopur E (warstwa o grubości
~5 mm). Siatkę zastosowano z konieczności wzmocnienia
systemu, na wypadek powstawania na ociosie solnym luźnych
nawisów solnych spowodowanych np. plastyczną deformacją
masywu solnego. Zastosowana siatka jest siatką opinkową
z tworzywa sztucznego typ 50/50 o nośności 50 kN/m, wykazującą dużą adhezję do właściwej membrany zabezpieczającej. Takie rozwiązanie pozwoliło uzyskać dużą elastyczność,
wynikającą z własności tworzywa membrany zasadniczej
i siatki. Mocowanie siatki do ociosu celem dobrego jej z nim
powiązania odbywało się z wykorzystaniem gwoździ Hilti.
System membrany został dociśnięty łukami obudowy stalowej
podatnej z rozstawem co 0,75 m. Dodatkowo do mocowania
systemu w ociosie szybu początkowo użyto wklejane kotwie
urabialne z tworzywa sztucznego J64-25 L=1,0 m (rys. 6).
W późniejszym okresie (od głębokości 1099,2 m) z racji
niekorzystnych warunków ich pracy w masywie solnym,
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
71
Rys. 5.Prognozowane obciążenie wentylacyjne wraz z konwergencją ociosów szybu SW-4 w kolejnych latach
Fig. 5. Predicted ventilation load of shaft SW-4 and its convergence in consecutive years
wynikających z procesów deformacyjnych tam zachodzących
(pękające podkładki), zmniejszono długość żerdzi do L=0,5
m oraz kotwy upodatniono wężem gumowym zabudowywanym pomiędzy dwoma podkładkami (rys. 7). Żerdzie kotew
upodatnionych zabudowano w otworach o długości takiej, by
poza wyłom szybowy wystawała część żerdzi o długości min.
200 mm. Na wystającą część żerdzi kotew zabudowano dwie
podkładki rozdzielone wężem gumowym DN25; 2,5 MPa,
L=80 mm oraz nakrętkę. Nakrętkę wkręcono w żerdź kotwi na
całą wysokość gwintu w nakrętce. Taki zabieg wyeliminował
uszkodzenia podkładek kotew urabialnych.
8.1.2. Obudowa wspomagająca - stalowa, podatna
Ze względu na deformacje plastyczne ociosu solnego,
których konsekwencją jest osłabienie strukturalne masywu
solnego i wynikające stąd zagrożenie odpadaniem fragmentów
masywu solnego do szybu, na przedmiotowym odcinku szybu
zastosowano obudowę wspomagającą pracę obudowy powłokowej. Jej zadaniem jest przejmowanie procesu reologicznego
pełzania masywu solnego, gwarantując jednocześnie w całym
zakresie założonej podatności określoną podporność. Do
tego celu zastosowano obudowę stalową kołową, wykonaną
z kształtownika V25 (wg PN-G-15000-02:1993, PN-G-1500003:1993, PN-H-93441-3:2004) w rozstawie odrzwi co 0,75 m
Rys. 6.Kotew urabialna J64-25
Fig. 6. Cuttable bolt J64-25
(rys. 8). Producentem kształtownika V25 była Huta Łabędy.
Pojedyncze odrzwia stalowej obudowy kołowej, podatnej,
dostosowane do nominalnej średnicy wyłomu wynoszącej
10+0,08-0,02 m składa się z następujących elementów:
– 10 łuków z kształtownika V25 o wewnętrznym promieniu
gięcia 4875±50 mm (długość elementu w osi obojętnej
wynosi 3700+40 mm w cięciwie 3572 mm);
– 10 strzemion dwujarzmowych górnych SDOG-25;
– 10 strzemion dwujarzmowych dolnych SDOD-25;
– 20 rozpór rurowych typ lekki: stałych RSM o długości 750
mm i regulowanych RSM reg o długości 600 - 850 mm;
– 10 uchwytów typu U-V25-24 do zakotwiania łuków V25;
– 20 kotew rozprężnych KE3-2K z żerdzią APG - długość
kotew 2,5 m (rys. 9);
– stalowej siatki ochronnej 12,7 x 12,7 mm (rys. 10).
Strzemiona łączące łuki obudowy podatnej łączone były
śrubami, które dokręcano momentem Md=300 Nm, przez co
uzyskana nośność każdego ze złączy wynosiła ok. 250 kN.
Pierwsze odrzwia zabudowane zostały na głębokości 1027,3
m, a następne w odległości 0,75 m od poprzednich, w kierunku ku dołowi. Ostatnie odrzwia zabudowano na głębokości
1181,8 m, bezpośrednio nad stopą podstawową poz. 1185,5 m.
Łącznie, na odcinku solnym zabudowano 208 odrzwi. Każdy
Rys. 7.Upodatniona kotew urabialna J64-25
Fig. 7. Flexible cuttable bolt J64-25
72
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 8.Schemat zabudowy i widok obudowy w soli kamiennej
Fig. 8. Lining scheme and a view on lining in the salt section
segment odrzwia mocowany był do wyłomu solnego uchwytem U-V25-24 z dwoma kotwami rozprężnymi, szczękowymi
o długości 2,5 m, z głowicami typu KE3-2K i żerdzią APG
(rys. 9), z momentem dokręcenia nakrętek wynoszącym 200
Nm. Dla potrzeb zabudowy ww. kotwi w masywie solnym
odwiercono otwory o średnicy 30 mm i długości ok. 2,4
m. Poszczególne odrzwia były ze sobą spinanie rozporami
rurowymi typu RSM o długości 750 mm. Na każdy segment
odrzwia zamontowano po dwie rozpory rurowe, usytuowane
symetrycznie po obu stronach uchwytu U-V25-24, w odległości ~520 mm od punktu zakotwienia uchwytu.
Wszystkie elementy stalowe obudowy podatnej, kołowej,
zamkniętej (z wyjątkiem łuków V25 oraz strzemion) zabezpieczono przed korozją poprzez cynkowanie ogniowe z grubością
warstwy zabezpieczającej wynoszącą 70 µm. Dodatkowo, dla
potrzeb zwiększenia odporności korozyjnej podstawowych
elementów obudowy, tj. łuków odrzwi, wykonano je ze stali
S 480V (HŁCORR), charakteryzującej się ponadtrzykrotnie
wyższą odpornością korozyjną na działanie zasolonej wody
w stosunku do typowych stali (np. 25G2).
Duża dynamika konwergencji wyrobiska szybowego
w wyłomie solnym, w powiązaniu z konstrukcją strzemienia
dwujarzmowego górnego SDOG-25 powodowała, iż w części
przypadków następował brak możliwości jego przemieszcza-
nia się względem wyłomu solnego. Przyczyną tego zjawiska
był kształt jarzma dolnego ww. strzemienia, powodujący, iż
przy dużym odporze obudowy stalowej jego przemieszczanie się względem lica masywu solnego było bardzo mocno
ograniczone, a w wielu przypadkach wręcz niemożliwe.
W konsekwencji tego, w miejscu gdzie taka sytuacja powstawała, zsuw segmentów obudowy przenoszony poprzez
zabierak na jarzmo górne powodował generowanie w śrubach
młotkowych (zaciskowych) dużych, złożonych obciążeń
(ścinanie, zginanie, rozciąganie), prowadzących do ich uszkodzenia. Ze względu na to, że proces ten stanowił zagrożenie
dla bezpieczeństwa pracy ludzi w wyrobisku szybowym, kartą
nadzoru autorskiego podjęto decyzję o wymianie w strzemieniu dwujarzmowym górnym SDOG-25 jarzma dolnego
z zabierakiem na jarzmo dolne bez zabieraka (jarzmo dolne
z konstrukcji strzemiona środkowego SDOS-25). Materiał
jarzma oraz wymogi w zakresie certyfikatu bezpieczeństwa
pozostały identyczne jak dla jarzma dolnego z zabierakiem.
Ww. zmianą objęto zamki wszystkich 208 pierścieni obudowy stalowej. Dodatkowo, kartą nadzoru autorskiego została
wprowadzona zmiana w obudowie polegająca na jej zabezpieczeniu stalową siatką ochronną. Było to niezbędne dla potrzeb zagwarantowania bezpieczeństwa osób przebywających
w szybie, przed skutkami odpadania stalowych elementów
Rys. 9.Kotew rozprężna z głowicą typu KE3-2K i żerdzią APG
Fig. 9. Conventional bolt with the shell anchor head KE3-2K type and APG bar
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
73
Rys. 10. Dodatkowa, stalowa siatka zabezpieczająca obudowę szybu na odcinku soli kamiennej
Fig. 10. Additional steel mesh securing the shaft lining construction in the salt section
obudowy (śrub zamków oraz końcówek kotew rozprężnych).
Siatkę stalową ocynkowaną o wymiarze oczka 12,7 x 12,7
mm z drutu o średnicy 0,8 mm mocowano do obejm (śrub U)
pionowych rozpór RSM K V25L, wykorzystując podkładki
stalowe okrągłe D=72 mm (ocynkowane) oraz nakrętki M20
zwykłe (ocynkowane). Siatkę montowano pasami poziomymi, stosując zakładkę 0,25 m. Przy łączeniu siatki w obrębie
danego pasa stosowano zakładkę 0,125 m.
Proponowane rozwiązania obudowy podczas przebudowy
Po poszerzeniu wyłomu solnego do średnicy nominalnej
10 m niezbędnym będzie ponowne zabezpieczenie ociosu
solnego przed wpływem agresywnego środowiska panującego
w szybie, a także skutkami spodziewanych dylatancji. Dlatego
też planuje się odtworzenie na odcinku solnym obudowy,
o konstrukcji zbliżonej do dotychczas tam funkcjonującej,
z modyfikacjami, poprawiającymi efektywność jej pracy
oraz minimalizującymi prawdopodobieństwo występowania
uszkodzeń zabudowanych elementów obudowy.
Jak już wspomniano wcześniej, na etapie wykonywania
obudowy oraz podczas pierwszych miesięcy jej pracy poczyniono pewne zmiany konstrukcyjne w celu maksymalnej
optymalizacji jej pracy. W tym celu zastosowano np. upodatnienie kotew J64-25. Po przebudowie planuje się odtworzenie obudowy powłokowej poprzez zastosowanie systemu
składającego się z poliuretanowego podkładu Ekopur LS/G
(warstwa o grubości 2 mm), mocowanej gwoździami HILTI
siatki opinkowej z tworzywa sztucznego oraz właściwej
membrany zabezpieczającej ocios - Krzemopur E (warstwa
o grubości 5 mm) z upodatnionymi kotwami zabezpieczającymi J64-25. Całość obudowy zakończona zostanie obudową
łukową podatną wykonaną z profili V25. Do łączenia łuków
Rys. 11. Kotew śrubowa do mocowania łuków
Fig. 11. Thread bolt to fix steel arches
planuje się wykorzystanie strzemion typu SD z jarzmami
bezzabierakowymi typu SDOS-25. Przeanalizowana zostanie
zasadność wprowadzenia połączenia trójstrzemieniowego.
W tym przypadku, dla poprawy pracy zamków w warunkach
dużych konwergencji wyrobiska, celem wyrównania zsuwów
na poszczególnych zamkach danej sekcji obudowy, a tym
samym zwiększenia podatności całej obudowy, planuje się
zmniejszenie momentu dokręcenia śrub strzemion z 300 na
200 (lub 150) Nm.
Każdy z łuków mocowany będzie do masywu solnego
obejmami (uchwytami) U-V25-24 z dwoma kotwami. Tu
planuje się odstąpienie od zabudowy kotew rozprężnych
z głowicą KE3-2K z żerdzią APG i wprowadzenie w ich
miejsce kotew śrubowych np. HILTI HMS-S (rys. 11) lub
firmy ELJOT o długości żerdzi ~1,8 m. Dla podjęcia decyzji
o ich zastosowaniu niezbędne jest przeprowadzenie testów
dołowych w masywie solnym. Pozwolą one na ocenę ich
zachowania w warunkach dużych odkształceń względnych
masywu w strefie kotwienia. Nie przewiduje się wprowadzania
zmian w rozporach rurowych - będą pozostawione rozpory
rurowe RSM o długości 750 mm oraz RSM reg o długości 600
- 850 mm. Przewiduje się również dodatkowe zabezpieczenie
całej obudowy ochronną siatką stalową.
Proponowane modyfikacje obudowy zabezpieczającej
wyłom solny zostały w układzie syntetycznym przedstawione
w tablicy 3.
Przy pierwszej przebudowie, wykonanej w roku 2015
[4], powtórnie wykorzystano część aktualnie zabudowanych
w szybie, a następnie zdemontowanych elementów obudowy
stalowej, tj. łuków z profili V25. Warunkiem ich powtórnej
zabudowy w szybie był stopień zachowania ich geometrii po
74
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 3. Aktualne i projektowane rozwiązania obudowy w soli kamiennej
Table 3. Up-to-date and elaborated solutions of shaft lining construction in the salt section
Element obudowy
Rozwiązanie projektowe
Aktualne
Projektowane
Obudowa
z łuków V25 w odstępach co 0,75 m
bez zmian
Zamki
Dwa strzemiona: górne (SDOG-25)
i dolne (SDOD-25), z czego
w górnym jarzmo dolne zabudowano
bez zabieraka
Trzy strzemiona SDOS-25
Moment dokręcenia śrub zamków
300 Nm
200 lub 150 Nm
Rozpory rurowe
RSM 750 mm i RSM reg. 600-850 mm
bez zmian
Siatka stalowa zabezpieczająca
Oczka siatki 12,7x12,7 mm- drut
podwójnie ocynkowany f 0,8 mm
Przeanalizowana zostanie zmiana
rodzaju siatki (siatka o większej
wytrzymałości)
Powłoka
Wykonana z Krzemopuru E (5 mm)
oraz Ekopuru LS/G (2 mm)
bez zmian
Mocowanie uchwytów
Kotew rozprężna KE3-2K
Kotew śrubowa z łbem
sześciokątnym firmy ELJOT lub Hilti
HMS-S l=1,8 m
Kotew urabialna
J64-25 upodatniona
bez zmian
demontażu. Elementy, które uległy deformacji w zakresie
sprężystym (po demontażu winny wrócić do wymiarów nominalnych) mogły być powtórnie zabudowywane w szybie.
Z tego względu na zrębie szybu (pierwsza przebudowa) lub
na podszybiu (druga i następne przebudowy) zabudowano
stanowisko z szablonem do oceny tej geometrii. Na stanowisku tym odbywała się selekcja obudowy do powtórnego
wykorzystania wraz z jej oczyszczaniem. Dla potrzeb zapewnienia ciągłości robót, z chwilą rozpoczęcia prac związanych
z pierwszą przebudową, wykonawca robót dysponował
przynajmniej dwudziestoma (ilość pierścieni winna być uzależniona od czasu, jaki występuje pomiędzy zamówieniem
a dostawą na plac szybowy) nowymi kompletami pełnych
pierścieni obudowy stalowej.
9. Podsumowanie
Największym problemem związanym z obecnością soli
w obrębie szybu SW-4 są jej właściwości reologiczne,
uwidaczniające się w postaci konwergencji szybu na całym
odcinku solnym, której towarzyszy łuszczenie się ociosów
solnych. Konsekwencją procesów reologicznych jest pełzanie
soli, zmiana jej objętości i powstanie ciśnień deformacyjnych
oddziałujących na obudowę szybu. W przypadku szybu SW-4
brak kontroli tego zjawiska zagrażałby bezpieczeństwu jego
funkcjonowania.
Zastosowana obudowa powłokowa i obudowa stalowa
- kołowa podatna z profili V25 spełniły swoją funkcję, tj.
zabezpieczyły ocios solny przed wpływem powietrza płynącego szybem oraz migracji wód w masyw solny poprzez
nieszczelności w obudowie oraz zabezpieczyły wyrobisko
szybowe przed skutkami dylatancji masywu solnego.
Wobec konieczności trzykrotnej planowanej przebudowy
szybu zaproponowano rozwiązania techniczne obudowy, które
wobec dotychczasowych doświadczeń pozwolą na bezpieczne
dalsze użytkowanie szybu SW-4, bardzo istotnego dla zapewnienia właściwej wentylacji ZG „Polkowice-Sieroszowice”.
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
Chudek M. i in.: Obudowa szybów w warunkach znacznych ciśnień
deformacyjnych górotworu. „Górnictwa i Geoinżynieria” 2009, z 3/1.
Fabich S. i in.: Dokumentacja powykonawcza obudowy i głębienia
szybu SW-4 poniżej głębokości 668,71 m. Praca KGHM CUPRUM,
Wrocław 2013.
Fabich S. i in.: Projekt koncepcyjny. Koncepcja technologii naprawy
lub wymiany elementów obudowy szybu w interwale soli kamiennej
wraz z urządzeniami. Praca KGHM CUPRUM, Wrocław 2014.
Fabich S. i in.: Technologia naprawy lub wymiany elementów obudowy
szybu w interwale soli kamiennej. Technologia pierwszego remontu
szybu w interwale soli kamiennej. Praca KGHM CUPRUM, Wrocław
2014.
Flisiak D.: Laboratoryjne badania właściwości geomechanicznych soli
kamiennej z wybranych złóż cechsztyńskich. „Gospodarka Surowcami
Mineralnymi” 2008, z 3/2.
Flisiak D.: Własności odkształceniowe soli kamiennej w próbach
reologicznych. Geotechnika i Budownictwo Specjalne. Wyd. KGBiG
AGH 2002.
Kostrz J:. Głębienie szybów. Szkoła Eksploatacji Podziemnej. Kraków
2014.
Kostrz J:. Wykonywanie wyrobisk. Część 1. Głębienie szybów metodą
zwykłą z powierzchni. Katowice 1961.
Walewski J.: Projektowanie szybów i szybików. Katowice 1965.
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
75
Prenumerata i reklama na rok 2016
Warunki prenumeraty w 2016 roku
Okres prenumeraty
Kwartalna
Półroczna
Roczna
Opłata pełna
Opłata ulgowa*
75 PLN + 5% VAT = 78,50 PLN
150 PLN + 5% VAT = 157,50
50 % opłaty pełnej
PLN
300 PLN + 5% VAT = 315,00
PLN
* prenumerata indywidualna dla emerytów i członków SITG i FSNT
Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Górnictwa
Zarząd Główny
40-952 Katowice, ul. Powstańców 25
ING Bank Śląski o/Katowice: 63 1050 1214 1000 0007 0005 6898
Redakcja przyjmuje zamówienia REKLAM i OGŁOSZEŃ. Cena jednej strony formatu A4 wynosi
1500 PLN + 23% VAT = 1845 PLN.
Nasz nowy adres to
[email protected]
76
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 662: 339.562: 339.564
Gospodarka surowcami nieenergetycznymi w Polsce surowce mineralne krytyczne, strategiczne i deficytowe
Management of the Non-Energy Raw Materials in Poland; Critical, Strategic
and Deficit Natural Resources
dr Beata Witkowska-Kita*)
mgr inż. Katarzyna Biel*)
prof. dr hab. inż. Wiesław Blaschke*)
mgr Anna Orlicka*)
Treść: Artykuł omawia problemy związane z gospodarką surowcami krytycznymi, strategicznymi i deficytowymi w Polsce. Gospodarka
tymi surowcami obejmuje: zapotrzebowanie na ww. surowce nieenergetyczne, ich import do Polski wraz z głównymi kierunkami
importu oraz eksport niektórych z tych surowców poza granice naszego kraju.
Abstract: This paper presents issues concerning management of critical, strategic and deficit raw materials in Poland. Management
of these materials includes: demand for the abovementioned non-energy raw materials, import and the origin of import of
non-energy raw materials to Poland, export of some of these materials abroad.
Słowa kluczowe:
surowce krytyczne, surowce stategiczne, surowce deficytowe, obroty, zapotrzebowanie, import, eksport, zasoby w Polsce
Key words:
critical raw materials, strategic raw materials, deficit raw materials, turnover, demand, import, export, polish resources
1. Wprowadzenie
Surowce nieenergetyczne mają ogromne znaczenie dla
rozwoju przemysłu oraz rozwoju zaawansowanych technologii takich jak m.in. branża komputerowa, telefonia
komórkowa, elektronika i elektrotechnika czy branża instalacji elektrycznych. Obecnie w Polsce udział przemysłu
w PKB wynosi ok. 23% przy średniej unijnej wynoszącej 17%.
*) Instytut Mechanizacji Budownictwa i Górnictwa Skalnego
W związku z tym niezmiernie istotne jest zapewnienie bezpieczeństwa dostaw surowców, efektywne gospodarowanie nimi,
co powinno doprowadzić do stworzenia systemu gospodarki
o tzw. obiegu zamkniętym (circular economy). Szczególnie
jest to ważne w przypadku posiadania przez kraj ograniczonych zasobów własnych surowców. Możliwości pozyskania surowców mineralnych w Polsce są niewielkie m.in.
z powodu:
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
– braku złóż o znaczeniu ekonomicznym (m.in.: beryl,
magnez, niob, kobalt i antymon, wolfram oraz boksyty),
– braku perspektyw na odkrycie niektórych złóż, np.rud
niobu, telluru i fluorytu,
– współwystępowania surowców z innymi metalami (np.
platyna, gal, ind, german, mangan, molibden i nikiel),
– wyczerpywania złóż kopalin lub ich trudnej dostepności,
– silnego rozproszenia w skorupie ziemskiej (np. ren),
oraz znaczenia jedynie mineralogicznego niektórych złóż
(np. pierwiastków ziem rzadkich).
Brak wystarczającej bazy surowcowej związany jest również z niskim stopniem wykorzystania surowców wtórnych,
niewielkią możliwością ich substytutów, a także w związku
z sytuacją polityczno-ekonomiczną związaną z niechęcią
niektórych państw do rozwoju górnictwa (głównie rud metali).
W takim przypadku powinno się dbać o efektywność
wydobycia kopalin, racjonalne i kompleksowe ich wykorzystywanie, a także skuteczny odzysk i recykling.
W „Założeniach do Planu działań na rzecz bezpieczeństwa Polski w zakresie surowców nieenergetycznych” [44]
określono cele i obszary działań, które należy podjąć w celu
poprawy bezpieczeństwa surowcowego gospodarki Polski
w zakresie surowców nieenergetycznych z powodu rosnącego znaczenia tych surowców dla gospodarki kraju. Jednym
z istotnych obszarów wymienionych powyżej [44] jest
identyfikacja surowców kluczowych dla gospodarki polskiej
w ramach procesu aktualizacji listy surowców krytycznych
i strategicznych. Skala przewidywanego importu wytypowanych surowców kluczowych zależy od krajowego zapotrzebowania na surowce i powinna być regularnie analizowana.
Opracowanie „Planu działań na rzecz bezpieczeństwa
Polski w zakresie surowców nieenergetycznych” [20] wynikało
m.in. z konieczności identyfikacji działań w zakresie gospodarki surowcami nieenergetycznymi. Duże uzależnienie od
importu surowców nieenergetycznych wymaga podjęcia nowych działań związanych z zapewnieniem dostępu do ich złóż
o zasięgu lokalnym, europejskim i światowym oraz nowego
podejścia obejmującego całkowity cykl życia surowców (life
cycle) - od eksploracji, wydobycia, poprzez przetwórstwo – do
odzysku oraz substytucji.
W „Strategii Innowacyjności i Efektywności Gospodarki
- Dynamiczna Polska 2020” [34] jednym z celów jest
„wzrost efektywności wykorzystania zasobów naturalnych
i surowców”. W programie wykonawczym do ww. „Strategii
Innowacyjności…”, tj. „Programie Rozwoju Przedsiębiorstw”
i załączniku do tego „Programu…” – „Krajowej Inteligentnej
Specjalizacji [25] określono specjalizacje dotyczące surowców. Należą do nich m.in. nowoczesne technologie pozyskiwania i wykorzystania surowców naturalnych oraz wytwarzanie ich substytutów, a także wykorzystanie materiałowe
i energetyczne odpadów (recykling i inne metody odzysku).
Podstawowym instrumentem kształtowania polityki
surowcowej Polski było uchwalenie w 1994 r. ustawy
Prawo geologiczne i górnicze [38]. Ministerstwo Ochrony
Środowiska, Zasobów Naturalnych i Leśnictwa również
w 1994 r. przygotowało dokument pt. „Polityka resortu
w dziedzinie poszukiwań, rozpoznawania i eksploatacji surowców mineralnych” [23], natomiast w 1995 r. Ministerstwo
Ochrony Środowiska, Zasobów Naturalnych i Leśnictwa
oraz Ministerstwo Przemysłu i Handlu opracowały wspólnie
dokument „Założenia polityki państwa w dziedzinie surowców mineralnych” [44], bazujący na „Polityce … ” [23].
Powyższy dokument został przedłożony Radzie Ministrów
i zaakceptowany w maju 1996 r. Jako strategiczny cel polityki
surowcowej Polski określono w nim zapewnienie gospodarce
krajowej odpowiedniej podaży surowców mineralnych ze
źródeł krajowych i zagranicznych. Dokument zawierał m.in.:
77
ocenę sytuacji surowcowej kraju oraz szczegółowy opis
wskazanych przedsięwzięć proponowanych dla poszczególnych grup surowców, zgodnie z [23] (zakres poszukiwania
i rozpoznania złóż kopalin, kierunki i sposoby racjonalnego
wykorzystania surowców, ochrona złóż kopalin i środowiska
naturalnego). W „Założeniach ….” [44] przedstawiono zadania, które miały przyczynić się m.in. do: zapewnienia wysokiego tempa wzrostu gospodarczego kraju, zapewnienia jego
bezpieczeństwa energetycznego, podniesienia efektywności
i konkurencyjności polskiego przemysłu, ograniczenia naruszeń środowiska naturalnego oraz ochrony zasobów kopalin,
stworzenia warunków do integracji Polski ze strukturami
Unii Europejskiej.
W 2005 r. w Ministerstwie Środowiska opracowano kolejny dokument pt: „Informacja o planowanych priorytetowych
kierunkach działań w dziedzinie geologii gospodarczej” [15],
w którym uwzględniono zadania wynikające z obowiązujących ustaw: Prawo ochrony środowiska [37], Prawo geologiczne i górnicze [38] oraz Polityki Ekologicznej Państwa [21].
W dokumencie tym dąży się do realizacji zasad zrównoważonego rozwoju poprzez ochronę zasobów złóż kopalin,
rozpoznanie potencjalnej bazy zasobowej oraz kreowanie odpowiedniej polityki wykorzystywania złóż. Założono, że podstawowym instrumentem realizacji polityki zrównoważonego
rozwoju powinno być właściwe planowanie i zagospodarowanie przestrzenne, którego ważnym elementem jest poprawna
informacja o złożach kopalin, ich występowaniu, przestrzeni
przez nie zajętej oraz znaczeniu dla zaspokajania podstawowych potrzeb życiowych ludności kraju. Kilkunastoletni
okres, jaki minął od opracowania „Polityki …” [23] z 1994
r., znaczny stopień realizacji zaproponowanych zadań, dość
radykalne zmiany, jakim uległy światowe ceny niemal wszystkich kopalin w ostatnich latach oraz istotny ubytek zasobów,
spowodowały konieczność opracowania nowego dokumentu
z dziedziny geologii surowcowej.
Punktem wyjścia dokumentu pt. „Kierunki badań w dziedzinie geologii surowcowej na lata 2009-2015 Ministerstwo
Środowiska, 2009” [17], była powyżej przedstawiona
„Polityka …” [23]. Materiał z tamtego okresu dotyczył
geologii surowcowej w tradycyjnym rozumieniu, skupiając
się głównie na poszukiwaniu nowych złóż dla zaopatrzenia
kraju w surowce mineralne. Stanowił on podstawę dla podejmowania określonych działań w zakresie geologii surowcowej. Podstawowe założenia proponowanej polityki było, po
pierwsze: że ze stanu rozpoznania budowy geologicznej kraju
wynika brak znaczących perspektyw dla odkrycia nowych
złóż kopalin (mających istotne znaczenie dla gospodarki krajowej) oraz po drugie: przekonanie, umacniające się w miarę
postępującego urynkowienia gospodarki, że poszukiwanie,
rozpoznawanie i zagospodarowywanie złóż powinno być
podporządkowane regułom rynkowym i realizowane poprzez
odpowiednią politykę koncesyjną.
Dokument pt.: „Kierunki …” [17] został opracowany dla
okresu - do 2015 r. Należy zaznaczyć, że aktualnie geologię
surowcową należy rozumieć znacznie szerzej, uwzględniając
w jej zakresie również m.in. problematykę ochrony złóż oraz
pozyskiwania informacji geologicznej i jej udostępniania.
Przystąpienie Polski do Unii Europejskiej od 1 maja
2004 r. wymagało dostosowania naszego ustawodawstwa do
rozwiązań prawnych obowiązujących w Unii Europejskiej.
W rezultacie zostało uchwalonych lub znowelizowanych
szereg aktów prawnych w tym m.in.:
– ustawa z dnia 27 kwietnia 2001 r. Prawo ochrony środowiska (Dz.U. z 2013 r., poz. 1232 – z pozn. zm. – Dz.U.
z 2015, poz.1593) [37],
– ustawa z dnia 9 czerwca 2011 r. Prawo geologiczne
i górnicze (Dz.U. z 2015 r. poz. 196 – tekst jednolity) [38],
78
PRZEGLĄD GÓRNICZY
– ustawa z dnia 14 grudnia 2012 r. o odpadach (Dz.U.
z 2013 r., poz. 21 – tekst jednolity) [39],
– ustawa z dnia 16 kwietnia 2004 r. o ochronie przyrody
(Dz.U. z 2013 r., poz. 627 – tekst jednolity) [37],
– ustawa z dnia 18 lipca 2001 r. Prawo wodne (Dz. U. z 2015
r., poz. 469 – tekst jednolity) [41],
– ustawa z dnia 6 lipca 2001 r. o zachowaniu narodowego
charakteru strategicznych zasobów naturalnych kraju
(Dz.U. z 2001 r., nr 97, poz. 1051) [42],
oraz dokumenty strategiczne:
– „Strategia Rozwoju Kraju 2020” [35],
– „Strategia Bezpieczeństwo Energetyczne i Środowisko –
perspektywa do 2020 r.” [32],
– „Strategia Innowacyjności i Efektywności Gospodarki –
Dynamiczna Polska 2020” [34],
– „Polityka Ekologiczna Państwa do 2030 r.”[21],
– „Polityka Energetyczna Polski do 2030 r.” [22],
– „Koncepcja Przestrzennego Zagospodarowania Kraju do
2030 r.” [19],
– „Strategia Bezpieczeństwa Narodowego RP 2014” [33].
Wymienione ustawy, jak i związane z nimi rozporządzenia
wykonawcze, regulują postępowanie w zakresie gospodarowania złożami kopalin i surowcami mineralnymi w warunkach
gospodarki rynkowej (w tym koncesjonowanie prac poszukiwawczych oraz eksploatacji złóż), przy ostrym reżimie
ochrony środowiska. Bardzo istotna jest również regulacja
w Prawie geologicznym i górniczym [38] o prawach do informacji geologicznej, która jest jedną z podstaw postępowania
koncesyjnego oraz zapisy ustawy o udostępnianiu informacji
o środowisku [43].
W „Polityce Ekologicznej Państwa do 2030 r.” [21] kwestie surowców mineralnych dotyczą m.in.:
– aktywnej ochrony bazy zasobowej kraju poprzez racjonalizację jej wykorzystania,
– ocen wystarczalności bazy zasobowej w zmiennych warunkach koniunktury i konkurencji,
– ocen podaży-popytu surowców mineralnych w kontekście
ograniczenia materiałów i energochłonności oraz odpadowości gospodarki,
– bilansowania gospodarki złożami i surowcami mineralnymi,
– udostępniania informacji o możliwościach zagospodarowania istniejącej bazy zasobowej,
– kreowania poszukiwań i rozpoznawania potencjalnej bazy
zasobowej,
– kreowania polityki surowcowej państwa,
– współpracy międzynarodowej.
Główne założenia do przedstawianych poniżej kierunków
badań w dziedzinie geologii surowcowej ściśle związane są
z zapisami ustaw: Prawo ochrony środowiska [37] i Prawo
geologiczne i górnicze [38] oraz zapisami zawartymi w następujących dokumentach: „Polityką Ekologiczną Państwa
do 2030 r.” [21] i „Polityką Energetyczną Polski do 2030
r.” [22] i zmierzają one do realizacji zasady zrównoważonego rozwoju poprzez m.in. rozpoznanie potencjalnej bazy
zasobowej, ochronę zasobów złóż kopalin oraz kreowanie
polityki racjonalnego wykorzystywania zasobów złóż kopalin.
Niezbędna w tym celu jest: – ocena wystarczalności bazy zasobowej,
– racjonalizacja wykorzystania złóż kopalin,
– eliminacja nielegalnej eksploatacji kopalin,
– rzetelna i aktualna informacja o istniejącej bazie zasobowej
oraz danych geologicznych,
– likwidacja barier legislacyjnych oraz zmiana podejścia
organów odpowiedzialnych za zagospodarowanie terenu
w zakresie konieczności ochrony zasobów złóż kopalin,
w tym niezagospodarowanych złóż kopalin w procesie
planowania przestrzennego.
2016
W związku z powyższym sformułowano trzy podstawowe
kierunki działań:
– racjonalne gospodarowanie bazą zasobową złóż kopalin
wraz z jej rozpoznawaniem,
– ochrona zasobów złóż kopalin,
– gromadzenie, przetwarzanie i udostępnianie informacji
geologicznej.
W rekomendacjach opracowania pt.: „Polityka surowcowa
Polski. Rzecz o tym, czego nie ma, a jest bardzo potrzebne”
[24] zwrócono uwagę m.in. na konieczność pozyskiwania
i wykorzystywania surowców ze źródeł krajowych i zagranicznych, zarówno pierwotnych, jak i wtórnych. Stwierdzono
ponadto, że istnieje konieczność zidentyfikowania oraz ustalenia krajowej listy surowców krytycznych.
Na podstawie wytycznych i kierunków działań zawartych
w ww. dokumentach oraz dokumentach unijnych, tj.:
– „Analiza konkurencyjności nieenergetycznego przemysłu
górniczego w Unii Europejskiej” (Komisja Europejska,
czerwiec, 2007 r.) [1],
– „Inicjatywa na rzecz surowców - zaspokajanie naszych
kluczowych potrzeb w celu stymulowania wzrostu i tworzenia miejsc pracy w Europie” (Komunikat Komisji
Europejskiej, 2008) [16].
– „Stawianie czoła wyzwaniom związanym z rynkami towarowymi i surowcami” (dokument Komisji Europejskiej do
Parlamentu Europejskiego, luty 2011 r.) [29],
– Sprawozdanie Komisji dla Parlamentu Europejskiego,
Rady, Europejskiego Komitetu ekonomiczno-społecznego i Komitetu regionów w sprawie wdrażania inicjatywy
na rzecz surowców (czerwiec 2012 r.) [28],
– „Skuteczna strategia europejska w zakresie surowców”,
rezolucja Parlamentu Europejskiego z dnia 13 września 2011 r. w sprawie skutecznej strategii europejskiej
w zakresie surowców (2011/C51E/04) [27].
jako główny cel polityki surowcowej uznano zapewnienie
gospodarce krajowej odpowiedniej podaży surowców mineralnych ze źródeł krajowych i zagranicznych. W „Polityce …..”
[21] znalazł się w związku z tym zapis związany z kreowaniem
polityki surowcowej państwa.
Zgodnie z propozycjami Komisji Europejskiej politykę
surowcową opracowują zwykle służby geologiczne krajów
członkowskich, a na forum Unii Europejskiej ich stowarzyszenie – Eurogeosurveys, przy współudziale innych organów
oraz stowarzyszeń producentów i użytkowników surowców
mineralnych.
W Polsce prowadzenie bazy zasobów kopalin to obowiązek administracji geologicznej wynikający z ustawy Prawo
geologiczne i górnicze (art. 103). Polska jest liderem w Unii
Europejskiej w zakresie opracowania takich baz danych.
Należą do nich: „Bilans Gospodarki Surowcami Mineralnymi
Polski i Świata” [5] oraz „Bilans zasobów złóż kopalin
w Polsce” [6].
Opracowanie listy surowców krytycznych, strategicznych
i deficytowych odbywa się w ramach działań Inicjatywy ds.
Surowców (Raw Materials Initiative) i leży w obszarze działań
Grupy ds. Podaży Surowców Mineralnych (Raw Materials
Supply Group). Unia Europejska powołała zespół roboczy
do przeprowadzenia analizy zapotrzebowania na surowce
mineralne przez gospodarkę krajów wspólnoty.
Zespół naukowy Ad-hoc Working Group dokonał analizy
41 minerałów i metali w raporcie pt. „Critical raw materials
for the EU – Report of the Ad-hoc Working Group on defining critical raw materials. EU Commissision Enterprise and
Industry” 2010 [10]. Uwzględniono wiele czynników mających wpływ na gospodarkę Unii Europejskiej. Z ważniejszych
czynników należy wymienić m.in.: stopień uzależnienia
krajów Unii Europejskiej od importerów analizowanych su-
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
rowców mineralnych, podaż i popyt na te surowce, strukturę
geograficzną ich produkcji i zużycia, ryzyko podaży na rynkach aż do 2030 r. itp. Według Raportu Zespołu popyt na te
minerały i metale będzie rósł ze względu na wzrost gospodarczy krajów rozwijających się, a także pojawienie się nowych
innowacyjnych technologii. Surowce te wykorzystywane są
na przykład do produkcji: kolektorów słonecznych, samochodów elektrycznych, telefonów komórkowych, produkcji
telewizorów LCD itd.
Do surowców o ważnym znaczeniu ekonomicznym dla gospodarki Unii Europejskiej zaliczono 14 surowców (antymon,
beryl, kobalt, fluoryt, gal, german, grafit, ind, magnez metaliczny, niob, platynowce, pierwiastki ziem rzadkich, tantal
i wolfram), zwanych surowcami krytycznymi. Charakteryzują
się one przede wszystkim wysokim ryzykiem niedoboru lub
braku podaży, które wynikają z ograniczonej ilości źródeł
ich pochodzenia i podaży zdominowanej przez Chiny, Rosję,
Brazylię i Kongo.
Drugą grupę stanowi 12 kopalin/surowców o bardzo
wysokim znaczeniu ekonomicznym i specyficznych uwarunkowaniach związanych z krytycznością i ryzykiem niedoboru
podaży. Należą do niej: ren, tellur, żelazo, aluminium, boksyty,
magnezyt, molibden, mangan, wanad, cynk, nikiel, chrom
(zwane surowcami strategicznymi). Wśród wymienionych
surowców na szczególną uwagę zasługują surowce masowo
wykorzystywane w kluczowych branżach przemysłowych
(żelazo, aluminium) oraz surowce wykorzystywane jako
składniki stali stopowych (wanad, chrom, mangan, molibden).
Trzecią grupę stanowi 15 kopalin/surowców posiadających
istotne znaczenie ekonomiczne, ale w mniejszym stopniu
stosowanych w rozwoju nowych technologii, a równocześnie
mniej niż pozostałe zagrożonych ryzykiem niedoboru lub
braku podaży. Zaliczono do nich: baryt, diatomity, perlit, talk,
gliny ceramiczne (wraz z kaolinem), surowce skaleniowe,
gips, surowce boru, bentonit, srebro, miedź, piaski kwarcowe,
lit, tytan i wapienie, zwane surowcami deficytowymi.
Natomiast 26 maja 2014 r. opublikowano Komunikat
Komisji Europejskiej przedłożony do Parlamentu
Europejskiego ws. Przeglądu wykazu surowców krytycznych
dla UE [18]. Niniejszy komunikat zawiera zaktualizowany
wykaz surowców krytycznych dla Unii Europejskiej.
W porównaniu z poprzednim wykazem przyjętym w 2011 r.:
dokonano analizy 54 surowców i z grupy „surowce krytyczne” usunięto tantal oraz dodano sześć nowych surowców:
borany, chrom, węgiel koksujący, magnezyt, fosforyt i krzem
metaliczny, a z grupy „surowce strategiczne” usunięto chrom
i magnezyt.
Podsumowując, obecnie do surowców krytycznych zalicza
się: beryl, kobalt, wolfram, magnez, antymon, german, gal,
ind, niob, chrom, krzem metaliczny, platynowce, pierwiastki
ziem rzadkich oraz fluoryt, grafit, magnezyt, borany, fosforyt
i węgiel koksujący. Do surowców strategicznych zalicza się:
ren, tellur, żelazo, aluminium, boksyty, molibden, mangan,
wanad, cynk i nikiel. Natomiast skład grupy surowców deficytowych nie uległ zmianie.
Polska posiada zróżnicowaną bazę zasobową kopalin
znacznie rozpoznaną w wyniku prowadzonych badań geologicznych. W grupie surowców metalicznych, na podstawie
zestawienia geologicznych zasobów bilansowych i wydobycia
ważniejszych kopalin w Polsce w 2014 r. zaczerpniętego z [6],
można stwierdzić, że na dzień 31 grudnia 2014 r.:
– liczba złóż rud cynku i ołowiu wynosiła 21, zasoby bilansowe tych złóż określono na poziomie 86,02 mln Mg,
a wydobycie wynosiło 2,30 mln Mg/rok,
– liczba złóż rud miedzi wynosiła 14, zasoby bilansowe tych
złóź określono na poziomie 1736,88 mln Mg, a wydobycie
rocznie wynosiło 31,02 mln Mg,
79
– zlokalizowano 1 złoże rud molibdenowo-wolframowo-miedziowych, zasoby bilansowe określono na poziomie
550,83 mln Mg, a wydobycia nie prowadzono.
W grupie surowców chemicznych, objętych zakresem
tego artykułu znajdują się: baryt i fluoryt. W 2014 r. było
udokumentowanych 5 złóż barytu i 2 złóż fluorytu. Zasoby
bilansowe barytu na koniec 2014 r, wynosiły 5,66 mld Mg,
a fluorytu – 0,54 mld Mg. Nie prowadzono wydobycia tych
surowców.
Pomino, że Polska jest liderem w Unii Europejskiej
w zakresie opracowania bilansów surowców (Bilans
Gospodarki Surowcami Mineralnymi Polski i Świata [5] oraz
Bilans zasobów złóż kopalin w Polsce [6]), nadal brakuje
w naszym kraju opracowań obejmujących kompleksowo
problem zagospodarowania złóż i wydobycia surowców
nieenergetycznych będących na liście surowców krytycznych
i strategicznych wytypowanych na podstawie analiz ekspertów
Unii Europejskiej.
Instytut Mechanizacji Budownictwa i Górnictwa
Skalnego jest jedną z instytucji w Polsce, poza Instytutem
Gospodarowania Surowcami Mineralnymi i Energią PAN,
Akademią Górniczo-Hutniczą, Głównym Instytutem
Górnictwa, Państwowym Instytutem Geologicznym,
Uniwersytetem Ekonomicznym w Krakowie oraz Politechniką
Krakowską, która analizowała występowanie zasobów oraz
dostępność surowcow krytycznych, strategicznych i deficytowych.
W ramach prac statutowych, w oddziale zamiejscowym w Katowicach Instytutu Mechanizacji Budownictwa
i Górnictwa Skalnego, przeprowadzono analizy grup surowców zaliczanych do surowców krytycznych, strategicznych
i deficytowych. Zajmowano się problemem braku surowców
nieenergetycznych oraz możliwościami ich odzysku poprzez
przedstawienie szeregu technologii chemicznej przeróbki
i wzbogacania surowców krytycznych i strategicznych (ponad
100 technologii). Przeanalizowano także wszystkie surowce
krytyczne, strategiczne i deficytowe będące na liście Zespołu
Ekspertów Unii Europejskiej, pod kątem ich właściwości
fizycznych i chemicznych oraz obrotu tymi surowcami na
terenie Polski, w tym skali zapotrzebowania na nie. Nie
na wszystkie surowce jest obecnie duże zapotrzebowanie
w Polsce. Do surowców, które charakteryzują się największym zapotrzebowaniem w Polsce, należą żelazo, miedź,
aluminium, cynk, tytan, mangan i chrom, a wśród surowców
niemetalicznych – wapienie i wapno, fosforyty, skalenie,
kaolin, magnezyt i boksyty [3-9,11,14,15,30,31,36].
2. Gospodarka surowcami krytycznymi, strategicznymi
i deficytowymi w Polsce
2.1. Analiza zapotrzebowania i importu surowców krytycznych, metalicznych i strategicznych w Polsce
W wyniku przeprowadzonej analizy zapotrzebowania
na surowce krytyczne, strategiczne i deficytowe metaliczne
w Polsce autorzy stwierdzili, że do grupy surowców, na które
zapotrzebowanie w 2013 r. było największe zalicza się: surowce żelaza w ilości ok. 11 mln Mg, surowce manganu ok. 3
mln Mg (w tym prawie 900 tys. Mg manganu metalicznego),
koncentraty miedzi i miedź elektrolityczną (ok. 700 tys. Mg),
a następnie surowce: aluminium (ponad 600 tys. Mg, w tym
aluminium niestopowe - 120 tys. Mg), cynku (171 tys. Mg),
tytanu (ok. 40 tys. Mg, w tym aż 39,7 tys. Mg bieli tytanowej),
chromu (63 tys. Mg, w tym chromu metalicznego i chromitów
łącznie 62,4 tys. Mg), magnezu (6,4 tys. Mg), niklu (0,8 tys.
Mg) oraz srebra (1,2 tys. Mg). Do grupy surowców metali,
80
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 1. Obroty surowcami krytycznymi, strategicznymi i deficytowymi metalicznymi w 2013 r. [5]
Table 1. Turnover of critical, strategic and deficit metallic raw materials in 2013 [5]
Lp.
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
16.
17.
18.
19.
20.
21.
22.
23.
24.
25.
26.
27.
28.
29.
30.
31.
32.
33.
34.
35.
36.
37.
38.
39.
40.
41.
42.
43.
44.
45.
46.
47.
48.
49.
50.
51.
52.
53.
54.
55.
Surowiec
surowce pierwotne żelaza
surówki żelaza
mangan
rudy i koncentraty manganu
tlenek manganu (IV)
manganian (VII) potasu
koncentraty miedzi
miedź elektrolityczna
aluminium niestopowe
aluminium - stopy
koncentraty cynku
chrom (metal, proszek)
chromity
dichromian sodu
tytan
rudy i koncentraty tytanu
biel tytanowa
magnez (opiłki, wióry, granulki, proszki)
magnez nieobrobiony
srebro (metal)
srebronośne koncentraty miedzi
antymon (nieobrobiony, proszek)
tlenki antymonu
nikiel (proszki, płatki)
nikiel niestopowy
stopy niklu
spieki, tlenki niklu
siarczan (VI) niklu (II)
chlorek niklu (II)
german (nieobrobiony, proszek)
wyroby germanu
tlenki germanu
pierwiastki ziem rzadkich (skand, itr)
pierwiastki ziem rzadkich (związki, oprócz związków
ceru)
pierwiastki ziem rzadkich (związki ceru)
molibden (metal)
rudy i koncentraty molibdenu
tlenki molibdenu
molibden (proszek)
tlenek i wodorotlenek litu
węglan litu
tlenki i wodorotlenki kobaltu
kobalt nieobrobiony, kamień kobaltowy, (proszki)
surowce berylu
wyroby berylu
tellur
ind
platynowce (surowe i proszki)
platynowce (półprodukty)
gal
niob i ren
wolfram (proszek, metal)
rudy i koncentraty wolframu
tlenek wanadu
krzem metaliczny
Symbol grupy surowca wg
Komisji
s**
s
d***
s
s
k*
d
k
d
k
s
k
k
s
d
k
k
s
k
k
k
k/s
k
s
k
Zapotrzebowanie 1)
tys. Mg
6610,0
4121,0
877,9
4,5
1683,9
181,5
472,4
234,1
120,9
498,6
171,3
33,2
29,2
0,7
0,0033
0,0969
39,7
6,4
0,038
1,2
0,077
0,76
0,134
0,277
0,261
0,011
0,053
0,055
0,000003
0,000056
0,051
0,027
Import 1)
6640,0
156,2
971,1
4,5
1828,3
318,8
43,5
14,2
106,9
288,6
94,3
81,9
29,6
0,8
0,039
0,0969
0,9
2,464
6,454
0,006
0
0,115
0,84
0,142
2,884
0,261
0,011
0,229
0,110
0,000003
0,000056
0,0544
0,027
0,133
0,133
0,104
-0,02782)
0,0614
0,1912
0,0017
0,072
0,151
0,018
0,032
0,001
0,000704
0,000134
0,00013
0,000048
bd
0,000026
-0,003 3)
-0,12 2)
-0,02412)
bd
bd
0,104
0,0002
0,0633
0,1952
0,0022
0,098
0,173
0,018
0,032
0,001
0,000704
0,000134
0,00013
0,000057
0,000508
0,000031
0,000049
0,0043
0,0169
0,011
22,756
opracowanie własne IMBiGS na podstawie [5], (IMBiGS own study based on [5])
*s - surowce strategiczne, ** k - surowce krytyczne, *** d - surowce deficytowe
1) bez żelazostopów, 2) reeksport, 3) wzrost eksportu surowców niobu i renu po uruchomieniu produkcji renu w KGHM Polska Miedź
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
na które zapotrzebowanie określono w 2013 r. na poziomie
poniżej 1 tys. Mg, zaliczono kolejno surowce: antymonu, litu,
wanadu, germanu, telluru, platynowców, berylu, galu, indu,
pierwiastków ziem rzadkich i molibdenu. W 2013 r. nie odnotowano zapotrzebowania na wanad oraz krzem metaliczny.
W 2013 r. odnotowano zapotrzebowanie na niob i ren łącznie
na poziomie ok. -0,003 tys. Mg, wynikające ze wzrostu eksportu surowców niobu i renu po uruchomieniu produkcji renu
w KGHM Polska Miedź. Zapotrzebowanie na wolfram (proszek
i metal) wynosiło 0,12 tys. Mg i wynikało z nieregularnrgo
i zmiennego eksportu na proszek wolframu, który znacząco
przewyższał import. W tablicy 1 przedstawiono zbiorcze informacje nt. obrotów surowcami metalicznymi (zapotrzebowanie
krajowe w 2013 r. oraz poziom importu w 2013 r.) [5].
Wśród grupy surowców krytycznych, strategicznych
i deficytowych niemetalicznych największe zapotrzebowanie
w 2013 r. odnotowano w przypadku wapieni (34 mln Mg),
wapna (1,6 mln Mg), fosforytów (948 tys. Mg), skaleni (878,4
tys. Mg), kaolinu surowego (287,1 tys. Mg), bentonitów (208,8
tys. Mg), magnezytu surowego (niecałe 100 tys. Mg), a następnie kolejno: boksytów (46,2 tys. Mg), glin ceramicznych
(ok. 40 tys. Mg), talku (ponad 30 tys. Mg), perlitu (ok. 22 tys.
Mg), barytu (ok. 9,7 tys. Mg), fluorytu (8,1 tys. Mg), grafitu
naturalnego (6,5 tys. Mg), boranów (2 tys. Mg) i diatomitów
2 tys. Mg).
W tablicy 2 przedstawiono zbiorcze informacje nt. obrotów surowcami metalicznymi (zapotrzebowanie krajowe oraz
poziom importu w 2013 r.) [5].
2.2. Analiza stopnia pokrycia zapotrzebowania na surowce krytyczne, strategiczne i deficytowe w Polsce
W większości przypadków zapotrzebowanie na ww. surowce należące do krytycznych, strategicznych i deficytowych
jest pokrywane importem.
Do surowców, których zapotrzebowanie w 2013 r. było
częściowo pokrywane importem należą w grupie metali:
srebro (0,5% pokrycia zapotrzebowania importem), tytan
(2,6%), german (16,9%), cynk (55%), miedź (62,7%), żelazo
81
(99,3%), aluminium (80%). Natomiast w grupie niemetali –
wapienie (0,4%), wapno (3,6%), wegiel koksowy (12,9%),
skalenie (42,6%), kaolin (45,7%), magnezyt (0,6%) oraz
gliny ceramiczne (13,6%). Stuprocentowe pokrycie zapotrzebowania importem odnotowano w przypadku: telluru, berylu
indu, kobaltu, pierwiastków ziem rzadkich oraz bentonitów,
boranów, fosforytów, barytu, boksytów i fluorytu.
W tablicach 3 i 4 przedstawiono główne kierunki importu
dla grupy surowców kolejno, metalicznych i niemetalicznych.
2.3. Analiza poziomu eksportu surowców krytycznych,
strategicznych i deficytowych z Polski
Surowcami metalicznymi, które zostały eksportowane
w 2013 r. w najwyższej ilości były: miedź rafinowana na
poziomie ponad 300 tys. Mg, mangan (ok. 90 tys. Mg),
żelazo jako surowce pierwotne (ok. 30 tys. Mg), chrom (ok.
50 tys. Mg), nikiel (ok. 3 tys. Mg), a także krzem metaliczny
i aluminium po ok. 2 tys. Mg. Poziom eksportu pozostałych
surowców metalicznych wynosił ok. 3,8 tys. Mg. Do pozostałych surowców metalicznych, które były eksportowane
w 2013 r. poza granice Polski należały: srebro, magnez, ren,
gal i platynowce, a surowce reeksportowane to: cynk, tytan,
wanad, wolfram, antymon, lit, molibden, pierwiastki ziem
rzadkich, kobalt, german (jako tlenki germanu) i niob. W 2013
r. nie odnotowano eksportu: telluru, indu i berylu. Przykładowo,
nadwyżki chromu, w postaci chromitów, były eksportowane do
Czech, Szwecji, Szwajcarii i Niemiec. Nikiel, jako siarczan (VI)
niklu (II), był eksportowany na Filipiny i do Niemiec.
Do surowców niemetalicznych, które były eksportowane
w 2013 r. można zaliczyć: wapienie (ok. 500 tys. Mg), bentonity (niecałe 40 tys. Mg), kaolin surowy i wzbogacony (10 tys.
Mg). Poziom eksportu pozostałych surowców niemetalicznych wynosił niecałe 18 tys. Mg. Do pozostałych surowców
niemetalicznych, które były eksportowane lub reeksportowane
w małych ilościach w 2013 r. poza granice Polski należały:
skalenie, diatomity, fosforyty, talk, grafit naturalny, perlit,
gliny ceramiczne i magnezyt. W 2013 r. nie odnotowano
eksportu: boranów, fluorytów, barytu i boksytów [5].
Tablica 2. Gospodarka surowcami krytycznymi, strategicznymi i deficytowymi niemetalicznymi w 2013 r. [5]
Table 2. Management of critical, strategic and deficit non-metallic raw materials in 2013 [5]
Lp.
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
16.
Surowiec
wapienie
wapno
fosforyty
skalenie
kaolin surowy i wzbogacony
bentonity
magnezyt surowy
boksyty
gliny (iły) ceramiczne (tylko ogniotrwałe)
talk i steatyt
perlit
baryt
fluoryt
grafit naturalny
borany
diatomity i surowce pokrewne
Symbol grupy surowca wg
Komisji
d***
d
k
d
d
d
k
s**
d
d
d
d
k
k*
k
d
opracowanie własne IMBiGS na podstawie [5], (IMBiGS own study based on [5])
*s - surowce strategiczne
** k - surowce krytyczne
*** d - surowce deficytowe
Zapotrzebowanie
tys. Mg
34 984,0
1678,8
948,0
878,4
287,1
208,8
97,5
46,7
42,8
33,4
22,040
9,7
8,1
6,542
2,070
2,0
Import
132,0
59,8
949,0
374,5
131,1
208,8
0,6
46,7
5,8
34,2
22,417
9,7
8,1
7,338
2,070
6,8
82
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Tablica 3. Główne kierunki importu surowców metalicznych w zależności od wielkości importu pokrywającego zapotrzebowanie krajowe
Table 3. Main countries of import of metallic raw materials to Poland depending on the scale of import that covers the
domestic demand
Lp.
Surowiec
Kierunek importu - opis
1.
aluminium
Większość dostaw aluminium pochodziła z Rosji, Islandii, Niemiec, i Belgii. Znaczące ilości zakupiono
w USA, RPA i Mozambiku.
2.
antymon
Zapotrzebowanie krajowe na antymon pokrywane jest w całości importem tlenków oraz antymonu
nieobrobionego i proszków, głównie z Chin.
3.
beryl
Głównymi kierunkami importu w przypadku berylu były Chiny oraz kraje Unii Europejskiej, a w latach
2010-2011 jedynym dostawcą berylu do Polski był Kazachstan. Natomiast w przypadku wyrobów z berylu
głównymi dostawcami w ostatnich latach były kraje UE, USA i Kazachstan.
4.
cynk
W Polsce zapotrzebowanie na surowce cynku, w tym cynk metaliczny, oraz jego wyrobów pokrywane jest
przez producentów krajowych. Natomiast zapotrzebowanie na stopy cynku, tlenek cynku, cynk rafinowany
oraz złom i odpady cynku zaspokajane jest importem z Hiszpanii, Niemiec i Finlandii.
5.
chrom
Zapotrzebowanie na chromity (podstawowe źródło chromu) pokrywane jest w całości importem z RPA,
Pakistanu, Czech, Turcji i Kazachstanu.. Nadwyżki ww. surowca, głównie z Kazachstanu eksportowane
były do Szwecji, Szwajcarii i Niemiec. Oprócz chromitów do Polski importuje się także chrom metaliczny
z Rosji, krajów Europy Zachodniej, Chin ,USA oraz Słowacji.
6.
gal
Głównymi dostawcami galu były następujące kraje: Słowacja, Niemcy, USA, Francja i Szwecja. Głównymi
dostawcami indu były Stany Zjednoczone oraz Chiny, Belgia, Niemcy, Szwajcaria, Japonia i Wielka
Brytania.
7.
german
Zapotrzebowanie na german pokrywane jest w całości nieregularnym importem (głównie germanu
nieobrobionego, odpadów i złomu, proszków) wahającym się w granicach kilku do kilkunastu kilogramów
rocznie oraz ciągłym importem tlenków germanu. Kierunki importu tlenków germanu to głównie Francja,
Wielka Brytania, Holandia oraz Chiny, Kanada, USA i Japonia.
8.
ind
Kierunkami importu indu były: Kanada, Chiny, Japonia, Belgia i Korea Płd.
9.
kobalt
Podstawowymi dostawcami surowców kobaltu były nastepujące kraje Finlandia, Belgia, Niemcy, Włochy
i Ukraina.
10.
krzem metaliczny
Krajowe zapotrzebowanie na krzem metaliczny pokrywane jest głównie importem. Głównymi dostawcami
były Norwegia, Niemcy, Australia, Chiny, Holandia, Brazylia, Francja, USA i Belgia, a w ostatnich latach
Brazylia, Holandia, Tajwan i Rosja.
11.
lit
Głównymi dostawcami surowców litu do Polski są: Chiny, Chile, Rosja i Szwajcaria.
12.
magnez
Import surowców magnezu pochodził głównie z Chin (50-85%), Austrii, Czech, Holandii, Niemiec oraz
Węgier.
13.
mangan
W Polsce zapotrzebowanie na surowce manganu pokrywane jest importem rud i koncentratów manganu
głównie z Brazylii, Ukrainy, RPA, Francji i Szwajcarii. Zapotrzebowanie na mangan metaliczny oraz tlenek
manganu (IV) pokrywane jest importem z Chin, RPA, Niemiec i Holandii.
14.
miedź
Pewne ilości miedzi elektrolitycznej były również importowane do Polski. W ostatnich latach głównymi
jej dostawcami były Niemcy i Czechy.
15.
molibden
Głównymi importerami żelazomolibdenu są: Rosja, Holandia, Belgia i Armenia. Molibden metaliczny
importowano głównie z Chin i z krajów Europy Zachodniej.
16.
niob i ren
Niob importowany był z Chin, Niemiec, Wielkiej Brytanii i Szwajcarii.
17.
nikiel
Zapotrzebowanie na większość surowców niklu w Polsce jest pokrywana importem. Głównymi
dostawcami niklu metalicznego jest Rosja, Holandia, Niemcy, Ukraina i Wielka Brytania.
18.
pierwiastki ziem
rzadkich
Krajowe zapotrzebowanie na surowce pierwiastków ziem rzadkich zaspokajane jest importem, głównie
z Chin, krajów Europy Zachodniej, USA, a także z Estonii. W strukturze importu dominowały związki
metali ziem rzadkich oraz związki ceru.
19.
platynowce
Import platynowców surowych i ich produktów z krajów Europy Zachodniej i Środkowej oraz USA.
20.
srebro
W pewnych ilościach importuje się srebro m.in. z Niemiec, Słowacji, Wielkiej Brytanii, USA i Szwajcarii.
21.
tellur
Krajowe zapotrzebowanie na tellur zaspokajane jest w całości importem zmiennych jego ilości, głównie
z Belgii, Holandii i Niemiec i innych krajów europejskich, a częściowo z Japonii, USA i Chin.
22.
tytan
Głównymi dostawcami tytanu metalicznego i proszku tytanu były Niemcy, Holandia, Chiny, Belgia
i Hiszpania. Import bieli tytanowej, głównie z Niemiec, Włoch, Chin i Finlandii.
23.
wanad
Zapotrzebowanie na surowce wanadu pokrywane jest głównie importem. Zapotrzebowanie krajowe
pokrywane jest w całości zmiennym importem z Holandii, Belgii, Niemiec i Włoch
24.
wolfram
Zapotrzebowanie na wolfram pokrywane jest w całości importem proszku i metalu wolframu oraz
żelazowolframu m.in. z: Chin, Niemiec, Wielkiej Brytanii oraz Rosji.
25.
żelazo
Importowane rudy i koncentraty żelaza pochodziły głównie z Ukrainy, Rosji, Brazylii, w ostatnich latach
także z Bośni i Hercegowiny, Kanady i Słowacji.
opracowanie własne IMBiGS na podstawie [1-9,17,18], (IMBiGS own study based on [1-9,17,18])
2016
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
83
Tablica 4. Główne kierunki importu dla grupy surowców niemetalicznych
Table 4. Main countries of import for a group of non-metallic raw materials
Lp.
Surowiec
1.
baryt
2.
bentonity
3.
boksyty
4.
5.
6.
borany
fluoryt
diatomity
7.
fosforyty
8.
9.
10.
gliny ceramiczne
grafit naturalny
kaolin
11.
magnezyt
12.
perlit
13.
skalenie
14.
talk
15.
wapienie i wapno
Kierunek importu - opis
Import stał się wyłącznym źródłem barytu. Głównym dostawcą była Słowacja, pozostałe ilości
sprowadzano z Chin, Niemiec, Włoch, Hiszpanii, Wielkiej Brytanii oraz od pośredników holenderskich.
Największym dostawcą tych surowców jest Słowacja, Indie, Turcja. Udział importu ze Słowacji obniżył
się do 40-42%.
Całe krajowe zapotrzebowanie boksytów surowych i kalcynowanych pokrywane jest głównie importem
z Chin i Grecji.
Borany są importowane z Włoch, Niemiec oraz z Finlandii.
Zapotrzebowanie na fluoryty pokrywane jest importem z Meksyku, Niemiec oraz z Czech.
Największym importerem diatomitu do Polski są Słowacja i Norwegia oraz Niemcy.
Do Polski sprowadzane są głównie mielone i niemielone koncentraty fosforytów z Algierii, Egiptu
i Maroka oraz fosfor pierwiastkowy importowany z Kazachstanu i Chin.
Import iłów pochodził przede wszystkim z Niemiec i Ukrainy.
Polska importuje grafit naturalny z Chin, Ukrainy oraz Niemiec.
Główne kierunki importu to m.in.: Niemcy, Czechy, Wielka Brytania oraz Ukraina.
Import magnezytów i magnezji topionych odbywa się z Chin, Australii i Izraela. Dostawcami
magnezytów i magnezji kalcynowanych są głównie: Francja, Niemcy i inne kraje Europy Zachodniej
i Południowej.
Największym importerem perlitu są Węgry, mniejszymi dostawcami są Słowacja i Czechy.
Największymi dostawcami surowców skaleniowych, zwykle o charakterze sodowym, były Turcja
i Czechy. Import prowadzony był również z Norwegii, Niemiec i Francji.
Do większych dostawców zaliczyć można Włochy, Holandię, Belgię, Chiny i Francję. Niewielki eksport,
głównie talku sproszkowanego kierowany jest na Ukrainę, a także na Białoruś, do Rumunii, Estonii,
Czech, Litwy, Węgier i Niemiec.
Głównymi dostawcami są Niemcy i Słowacja, a okazjonalnie Czechy i Białoruś. W imporcie przeważa
wapno palone, stanowiące ostatnio 60-80% łącznych dostaw wapna.
opracowanie własne IMBiGS na podstawie [2-4, 7,8,37], (IMBiGS own study based on [2-4, 7,8,37])
3. Wnioski
1. W wyniku przeprowadzonej analizy zapotrzebowania na
surowce krytyczne, strategiczne i deficytowe metaliczne
w Polsce autorzy stwierdzili, że do grupy surowców, na
które zapotrzebowanie w 2013 r. było największe zalicza
się: surowce żelaza w ilości ok. 11 mln Mg, surowce manganu ok. 3 mln Mg (w tym prawie 900 tys. Mg manganu
metalicznego), koncentraty miedzi i miedź elektrolityczną
(ok. 700 tys. Mg), a następnie surowce: aluminium (ponad
600 tys. Mg, w tym aluminium niestopowe - 120 tys. Mg),
cynku (171 tys. Mg), tytanu (ok. 40 tys. Mg, w tym aż
39,7 tys. Mg bieli tytanowej), chromu (63 tys. Mg, w tym
chromu metalicznego i chromitów łącznie 62,4 tys. Mg),
magnezu (6,4 tys. Mg), niklu (0,8 tys. Mg) oraz srebra
(1,2 tys. Mg).
2. Wśród grupy surowców krytycznych, strategicznych i deficytowych niemetalicznych największe zapotrzebowanie
w 2013 r. odnotowano w przypadku wapieni (34 mln Mg),
wapna (1,6 mln Mg), fosforytów (948 tys. Mg), skaleni
(878,4 tys. Mg), kaolinu surowego (287,1 tys. Mg), bentonitów (208,8 tys. Mg), magnezytu surowego (niecałe 100
tys. Mg), a następnie kolejno: boksytów (46,2 tys. Mg),
glin ceramicznych (ok. 40 tys. Mg), talku (ponad 30 tys.
Mg), perlitu (ok. 22 tys. Mg), barytu (ok. 9,7 tys. Mg),
fluorytu (8,1 tys. Mg), grafitu naturalnego (6,5 tys. Mg),
boranów (2 tys. Mg) i diatomitów 2 tys. Mg).
3. W większości przypadków zapotrzebowanie na ww.
surowce należące do krytycznych, strategicznych i deficytowych jest pokrywane importem.
4. Prognozy gospodarcze na najbliższe lata wskazują na
to, że związany z rozwojem nowych technologii wzrost
zapotrzebowania na surowce metaliczne będzie pokrywany importem gotowych wyrobów z berylu, galu, indu,
germanu, niobu i wolframu m.in. z Chin oraz krajów Unii
Europejskiej o większym potencjale przemysłowym.
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
Analiza konkurencyjności nieenergetycznego przemysłu górniczego
w Unii Europejskie, Komisja Europejska, czerwiec 2007 r.
Biel K., Blaschke W., Witkowska-Kita B.: Surowce strategiczne - studium pozyskiwania w Polsce. Monografia: Innowacyjne i przyjazne dla
środowiska techniki i technologie przeróbki surowców mineralnych,
Wyd. KOMAG, Gliwice 2014, s.7-20.
Biel K., Blaschke W., Witkowska-Kita B.: Surowce krytyczne - studium
pozyskiwania w Polsce. Monografia: Innowacyjne i przyjazne dla
Wyd. KOMAG, Gliwice 2014, s.7-20.
Biel K., Witkowska-Kita B., Blaschke W., Orlicka A., Surowce deficytowe– studium pozyskiwania, Monografia: Innowacyjne i przyjazne dla
Wyd. KOMAG, Gliwice 2015, s. 28-44..
Bilans gospodarki surowcami mineralnymi Polski i świata 2013 , Wyd.
IGSMiE PAN i Państwowy Instytut Geologiczny PIB, Warszawa 2014.
Bilans zasobów złóż kopalin w Polsce 2014, Państwowy Instytut
Geologiczny, Warszawa 2015.
Blaschke W., Witkowska-Kita B., Biel K., Analiza możliwości pozyskiwania krytycznych surowców mineralnych. Rocznik Ochrony
Środowiska. Annual Set The Environment Protection. Tom 17, 2015,
s.792-813.
Blaschke W., Witkowska-Kita B., Biel K., Analiza możliwości pozyskiwania strategicznych surowców mineralnych. Rocznik Ochrony
Środowiska. Annual Set The Environment Protection. Tom 17, 2015,
s.1428-1448.
Całus- Moszko J., Białecka B., Potencjał i zasoby metali ziem rzadkich
w świecie oraz w Polsce, Prace naukowe GIG, „Górnictwo i środowisko” 2012, nr 4, s. 61-72.
84
PRZEGLĄD GÓRNICZY
10. Critical Raw Materials – Sourcing Study in Poland. Proceedings 19th
Conference on Environment and Mineral Processing. Part I. VSB-TU
Ostrava. Czech Republik 2015, s.13-19.
11. Critical Raw Material for the EU – Report of the Ad-hoc Working
Group on Defining Critical Raw materials. EU Commissin Enterprise
and Idustry. 2010.
12. Dokument Referencyjny BAT dla najlepszych dostępnych technik
w produkcji metali nieżelaznych, grudzień 2001. Komisja Europejska.
Zintegrowane Zapobieganie i Ograniczanie Zanieczyszczeń (IPPC).
13. Galos K., Nowa polityka surowcowa Unii Europejskiej, „Górnictwo
i Geoinzynieria”, 2009, R. 33, z. 4, s. 81-88.
14. Galos K., Smakowski T., Surowce krytyczne dla Unii Europejskiej
z punktu widzenia potrzeb polskiej gospodarki, debata pt.: „Problemy
polityki i bezpieczeństwa surowcowego Polski – postulaty środowiska
naukowego” Warszawa, Pałac Staszica, 2 czerwca 2015 r.
15. Informacja o planowanych priorytetowych kierunkach działań w dziedzinie geologii gospodarczej.
16. Inicjatywa na rzecz surowców - zaspokajanie naszych kluczowych potrzeb w celu stymulowania wzrostu i tworzenia miejsc pracy w Europie,
Komunikat Komisji Europejskiej, 2008.
17. Kierunki badań w dziedzinie geologii surowcowej na lata 2009-2015,
Ministerstwo Środowiska, 2009.
18. Komunikat Komisji Europejskiej do Parlamentu Europejskiego ws.
Przeglądu wykazu surowców krytycznych dla UE i wdrażania inicjatywy
na rzecz surowców, 26 maja 2014 r. (COM/2014/0297).
19. Koncepcja Przestrzennego Zagospodarowania Kraju do 2030 r.,
Warszawa 2013.
20. Plan działań na rzecz bezpieczeństwa Polski w zakresie surowców
nieenergetycznych, Warszawa 2011.
21. Polityka Ekologiczna Państwa do 2030 r., Warszawa 2009.
22. Polityka Energetyczna Polski do 2030 r., (MP z 2010, nr 2, poz. 11).
23. Polityka resortu w dziedzinie poszukiwań, rozpoznawania i eksploatacji
surowców mineralnych, Warszawa 1994.
24. Polityka surowcowa Polski, J. Hauser (red.), Fundacja Gospodarki
i Administracji Publicznej, Kraków 2015.
25. Program Rozwoju Przedsiebiorstw” oraz załącznik „Krajowa
Inteligentna Specjalizacja – program wykonawczy do Strategii
Innowacyjności i Efektywności Gospodarki, Warszawa 2013.
26. Radwanek-Bąk B., Zasoby kopalin Polski w aspekcie oceny surowców
krytycznych Unii Europejskiej. „Gospodarka Surowcami Mineralnymi”
2011, t. 27, z.1, s. 5-19.
2016
27. Skuteczna strategia europejska w zakresie surowców, rezolucja
Parlamentu Europejskiego z dnia 13 września 2011 r. w sprawie skutecznej strategii europejskiej w zakresie surowców (2011/C51E/04).
28. Sprawozdanie Komisji dla Parlamentu Europejskiego, Rady,
Europejskiego Komitetu Ekonomiczno-Społecznego i Komitetu regionów w sprawie wdrażania inicjatywy na rzecz surowców, czerwiec 2012 r.
29. Stawianie czoła wyzwaniom związanym z rynkami towarowymi i surowcami, dokument Komisji Europejskiej do Parlamentu Europejskiego,
luty 2011 r.
30. Stefanowicz J.A., Strategia surowcowa w strategiach zintegrowanych
ŚSRK i KPZK 2010 – obszary funkcjonalne i złoża strategiczne, materiały XXVIII Konferencji z cyklu „Zagadnienia surowców energetycznych
i energii w gospodarce karajowej, Zakopane 2014, s. 61-79
31. Smakowski T., Surowce mineralne – krytyczne czy deficytowe dla
gospodarki UE i Polski. Zeszyty naukowe IGSMiE PAN nr 81, 2011.
32. Strategia Bezpieczeństwo Energetyczne i Środowisko – perspektywa
do 2020 r., warszawa 2012.
33. Strategia Bezpieczeństwa Narodowego RP 2014, Warszawa 2014.
34. Strategia Innowacyjności i Efektywności Gospodarki „Dynamiczna
Polska 2020”, Warszwa 2013.
35. Strategia Rozwoju Kraju 2020 (MP z 2013, nr 0, poz. 121).
36. Surowce krytyczne i strategiczne w Polsce,. Monografia, wyd. IMBiGS
2015, Witkowska-Kita B. (red.), Baic I., Biel K., Blaschke W., Blaschke
Z., Góralczyk S.
37. ustawa z dnia 27 kwietnia 2001 r. Prawo ochrony środowiska (Dz.U.
z 2013 r., poz. 1232 - tekst jednolity).
38. Ustawa z dnia 9 czerwca 2011 r. Prawo geologiczne i górnicze (Dz.U.
z 2015 r. poz. 196 – tekst jednolity).
39. Ustawa z dnia 14 grudnia 2012 r. o odpadach (Dz.U. z 2013 r., poz.
21 – tekst jednolity).
40. Ustawa z dnia 16 kwietnia 2004 r. o ochronie przyrody (Dz.U. z 2013
r., poz. 627 – tekst jednolity).
41. Ustawa z dnia 18 lipca 2001 r. Prawo wodne (Dz.U. z 2015 r., poz.
469 – tekst jednolity).
42. Ustawa z dnia 6 lipca 2001 r. o zachowaniu narodowego charakteru
strategicznych zasobów naturalnych kraju (Dz.U. z 2001 r., nr 97, poz.
1051).
43. Ustawa z dnia 3 października 2008 r. o udostępnianiu informacji
o środowisku (Dz.U. z 2008 r. nr 199 poz. 1227).
44. Założenia polityki państwa w dziedzinie surowców mineralnych,
Warszawa 1995.
Nasz nowy adres to
[email protected]
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
85
UKD 622.333: 622.2-049.7: 622.624.044
Obrzeże eksploatacyjne, jego geneza i uwzględnienie
w prognozach deformacji powierzchni w programie „Szkody”
Genesis and application of operating rim in subsidence prediction in “Damage”
software
dr hab. inż. Andrzej Kowalski*)
dr Eligiusz Jędrzejec*)
mgr inż. Piotr Polanin*)
Treść: W artykule przedstawiono definicję oraz wzory opisujące obrzeże eksploatacyjne w prognozach deformacji terenu. Uporządkowano
dotychczasowe próby opisywania ugięcia stropu zasadniczego w postaci funkcyjnej. W artykule zdefiniowano pojęcia wybiegu
i czasu eksploatacji parcel rzeczywistych i efektywnych z uwagi na uwzględnienie obrzeża dla krawędzi startowej, końcowej
i krawędzi związanej z frontem eksploatacyjnym, które traktowane są jako dane opisowe parcel definiowanych w programie
komputerowym „Szkody”. Uwzględnianie obrzeża eksploatacyjnego w prognozach deformacji powierzchni terenu nie jest
zawsze stosowane, pomimo że wyniki pomiarów geodezyjnych skonfrontowane z obliczeniami wskaźników deformacji według teorii Knothego-Budryka, wskazują na potrzebę jego stosowania. Według twórców teorii obrzeże nie jest parametrem
teorii. Jest wielkością opisującą geometrię parceli eksploatacyjnej. Z kolei autorzy programów komputerowych stosowanych
do prognoz deformacji (m.in. Białek, Drzęźla i Jędrzejec) uwzględniają wielkość obrzeża jako parametr modelu obliczeniowego, przy czym jego stosowanie jest selektywne. Najczęściej jest używane do obliczeń deformacji wpływów dokonanej
i projektowanej eksploatacji pojedynczych parcel w prognozach i obliczeniach szczegółowych. W prognozach podstawowych
lub przybliżonych obrzeże jest najczęściej pomijane.
Abstract: This paper presents a definition and formulas for an operating rim in prediction of land deformations. Attempts to describe
a deflection of principle roof in the form of a function were presented. Definitions of panel length and duration of exploitation were defined for real and effective panels in relation to operating rims (starting, finishing and panel face edges). This
information is necessary to define exploitation panels in the software called “Damage”.The operating rim is not always
applied in subsidence prediction in spite of comparison results of measured and calculated deformation indexes that indicate
the need to employ it. The authors of the Knothe-Budryk theory emphasize that the operating rim is not a theory parameter.
It’s a geometry factor of longwall panel. Delevolepers of the software (i.e. Białek, Drzęźla, Jędrzejec) used for subsidence
prediction, employ the operating rim as a parameter of calculation model but its application is limited. It is often applied to
calculate deformation indexes for a single longwall panel in prediction and detailed calculations. The operating rim is usually
not applied for basic and approximate prediction.
Słowa kluczowe:
eksploatacja górnicza, deformacje powierzchni terenu, prognoza, obrzeże eksploatacyjne
Key words:
mining exploitation, land surface deformations, prediction, operating rim
1. Wprowadzenie
S. Knothe w pracy doktorskiej [7], a także publikacji
teorii - opisu niecki obniżeniowej [8] nie uwzględnia tzw.
obrzeża eksploatacyjnego1. Jest to konsekwencja zakładanych
1)
Nazwa „obrzeże eksploatacyjne” powstała prawdopodobnie w środowisku Politechniki Śląskiej w latach 70. ubiegłego stulecia.
postulatów przy budowie teorii, traktowania górotworu, jako
ośrodek jednorodny, a także liniowości zjawisk zachodzących
w górotworze. Później, w miarę pozyskiwania wyników
pomiarów niecek obniżeniowych na powierzchni, zauważa
i wyjaśnia, że dla zwiększenia dokładności prognozy
wpływów projektowanej eksploatacji należy uwzględnić
przesunięcie punktu przegięcia profilu niecki obniżeniowej
w stosunku do granicy eksploatacji o pewną wielkość [9, 10].
Znaczenie obrzeża jest istotne do opisu niecek niepełnych,
86
PRZEGLĄD GÓRNICZY
a także utrudnia równoczesne wyznaczanie parametrów teorii,
współczynnika eksploatacyjnego a i parametru górotworu tgβ.
W teorii Budryka-Knothego obrzeże eksploatacyjne nie
jest parametrem, pomimo że jest wielkością charakteryzującą
właściwości górotworu, w szczególności warunki stropowe
nad eksploatowanym pokładem.
W ujęciu Litwiniszyna [17] teoria ta opisuje nieckę obniżeniową jako rozwiązanie równania dyfuzji, którego warunek
graniczny (początkowy) jest obniżeniem stropu pokładu.
Celem artykułu jest przedstawienie studium dotyczącego istoty obrzeża eksploatacyjnego, jego automatycznego
uwzględniania w programie komputerowym „Szkody” [6, 13],
a także koncepcji opisu niecki stropowej, zastępującej prawdziwy warunek graniczny przez nieckę progową z obrzeżem.
Wprowadzenie obrzeża eksploatacyjnego „deformuje”
teorię Budryka-Knothego w pierwotnej wersji Knothego,
lecz jest całkowicie zgodne z jej postacią podaną przez
Litwiniszyna.
2. Geometryczny opis obrzeża eksploatacyjnego
Teoria Budryka-Knothego w ujęciu Litwiniszyna definiuje
tylko transformację ugięcia stropu zasadniczego (tzw. warunek graniczny równania dyfuzji) na wyżej położone poziomy
w górotworze, jako rozwiązanie równania dyfuzji. Jako
warunek graniczny stosuje ona ugięcie stropu zasadniczego
w postaci progowej, tzn. obniżenie maksymalne w obszarze
wybieranej parceli, a poza tym obszarem obniżenie zerowe,
rys. 1. Gdy obszar ten jest dostatecznie duży (niecka pełna
i nadpełna) punkty położone nad krawędziami doznają teoretycznych obniżeń równych połowie obniżeń maksymalnych
występujących w rejonie dna niecki. Porównanie obniżeń
zmierzonych z teoretycznymi obliczonymi przy warunku
progowym opisanym na rzeczywistej parceli, wykazuje istnienie przesunięcia punktów położonych nad krawędziami
2016
parceli w kierunku jej wnętrza. Aby uzyskać zgodność teorii
i praktyki w tej kwestii, wystarczy do obliczeń przyjąć warunek graniczny w postaci progowej opisany na parceli, której
krawędzie przesunięto o odpowiednie wartości w kierunku
wnętrza eksploatowanego obszaru, rys.1.
Wartość tego przesunięcia krawędzi nazywa się obrzeżem
eksploatacyjnym p. Pojęcie obrzeża związane jest zatem
z modyfikacją warunku granicznego nadal do postaci progowej.
Potrzebę uwzględnienia w obliczeniach deformacji przesunięcia krawędzi eksploatacyjnej zauważali chronologicznie
między innymi: Batkiewicz [1], Kowalczyk [11], Drzęźla [4]
(1978) i Szpetkowski [18]. W komputerowych programach
obliczeniowych deformacji powierzchni obrzeże eksploatacyjne jest uwzględniane w sposób geometryczny [4, 6, 2].
W nawiązaniu do obrzeża eksploatacyjnego zaznacza się, że
podejmowane były próby delinearyzacji funkcji wpływów,
z których najbardziej znanym rozwiązaniem była próba
Zycha [19].
Według Batkiewicza wartość przesunięcia (obrzeża)
zależy od warunków stropowych i wynosi około 0,5ro, gdzie
ro - parametr teorii Kochmańskiego. Przy czym wyznacza się
go wówczas, gdy pole eksploatacyjne jest tzw. dużą figurą
nieregularną lub półpłaszczyzną. Wartość przesunięcia będzie
tym większa, im bardziej sztywne będą warstwy stropowe.
Kowalczyk wartość przesunięcia określił dla niecki pełnej
równą
p=0,1 H ctg γ
gdzie:
H – głębokość eksploatacji,
γ – kąt zanikania wpływów.
Szpetkowski z piętnastu niecek pełnych wyznaczył wartość przesunięć p na powierzchni w górotworze nienaruszonym, wynosi ona
p=H0,5
Według Szpetkowskiego dla górotworu naruszonego
wartości przesunięć p są mniejsze w przybliżeniu o połowę.
Wyznaczona przez Białka i zamieszczona w monografii
wartość obrzeża z ośmiu niecek pełnych wynosi [2]:
p=0,15 r
Kowalski [12] z trzydziestu niecek obniżeniowych,
głównie niepełnych, wyznaczył wartość przesunięć p na
powierzchni, które wynosi:
p=0,1 H
Rys. 1.Profil niecki obniżeniowej położonej nad polem eksploatacyjnym o kształcie półpłaszczyzny: tgψ=Tmax, r – promień rozproszenia wpływów, H – głębokość pokładu,
p – obrzeże eksploatacyjne, 1 – niecka obniżeniowa na
powierzchni, 2 – profil ugięcia niecki w stropie eksploatowanego pokładu, 3 – zastępczy progowy profil niecki
w stropie eksploatowanego pokładu [15]
Fig. 1. Profile of subsidence trough over an exploitation panel
in a shape of half-plane: tgψ=Tmax, r – radius of influences dispersion, H – seam depth, p – operating rim,
1 – subsidence trough at surface, 2 – deflection profile of
subsidence trough in a roof of extracted seam, 3 – substitute threshold profile of subsidence trough in a roof of
extracted seam [15]
Zależność podana przez Kowalskiego jest wartością średnią, wyznaczoną równocześnie z parametrami a i tgβ. Wartości
obrzeża eksploatacyjnego wahały się od 0 do 0,47 H.
3. Dotychczasowe próby opisywania ugięcia stropu
zasadniczego w postaci funkcyjnej
Rozpatrywane były też inne modele niż progowy, które
opisywałyby ugięcie stropu zasadniczego (Jędrzejec [5],
Białek i Pomykoł [3] i Kwiatek [16]).
W pracy doktorskiej Jędrzejec [5] zauważa, że stosowanie obrzeża w postaci niecki progowej (…) „generuje niecki
symetryczne”. Dlatego analizuje zastosowanie niesymetrycznego warunku granicznego, którym może być na przykład
niecka stropowa opisywana przez Bilińskiego, na podstawie
dołowych pomiarów ugięcia stropu. Asymetryczny warunek
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
graniczny został skonstruowany z odcinków prostych, rys. 2.
W analizowanym przykładzie został złożony z 11 odcinków
prostych o różnym nachyleniu.
Konsekwencje przyjęcia niecki stropowej opisywanej
odcinkami prostych dla kształtowania się nachyleń i krzywizn
w górotworze przedstawiono na rys. 3 i 4. Zarówno obniżenia
(rys.2), jak i nachylenia i krzywizny zostały obliczone dla
eksploatacji w kształcie półpłaszczyzny oraz dla parametru
. Na rys. 2-4 porównano również rozkłady
tych wskaźników z obliczonymi dla niecki progowej bez
uwzględnienia obrzeża eksploatacyjnego (klasyczna teoria
Budryka-Knothego) dla kilku wartości .
Z porównania miejsc występowania ekstremów oraz
ich wartości dla niecek przy założeniu progowego warunku
granicznego (obrzeża) oraz ugięcia stropu w kształcie linii
łamanej (asymetryczny warunek brzegowy) wynika, że:
– na powierzchni ekstremalne wartości zarówno nachyleń
i krzywizn dla asymetrycznej niecki stropowej są mniejsze
niż dla progowego warunku brzegowego. W praktyce
obserwuje się większe wartości tych wskaźników niż by
wynikały z obliczeń teoretycznych, nawet przy stosowaniu
niecek progowych. Dla nachyleń o kilkanaście procent,
a dla krzywizn o około 50% [14].
Rys. 2.Rozkład obniżeń w górotworze dla progowego (kolor
niebieski) i asymetrycznego (kolor czerwony) warunku
brzegowego [5]
Fig. 2. Distribution of subsidence in rock mass for threshold
(blue line) and asymmetric (red line) boundary condition [5]
87
– w rejonie krawędzi eksploatacyjnej wartość nachylenia dla
progowej niecki stropowej przyjmuje wartość nieskończoną, dla niecki asymetrycznej wartość skończoną, ale bardzo dużą, rys. 3. Jednak zakładając proporcjonalność przemieszczeń poziomych do nachyleń w górotworze, którą
przyjmuje się dla wskaźników deformacji na powierzchni,
to dla niecki progowej, przemieszczenie poziome przyjmuje w stropie wartość nieskończoną, co fizycznie nie jest
do przyjęcia. Zagadnienie to powinno być przedmiotem
badań.
Białek i Pomykoł [3] do poprawy prognoz deformacji
powierzchni proponują zastąpienie kształtu linii ugięcia stropu
w postaci obrzeża funkcją liniową, rys. 5. Nowym parametrem
w tym modelu jest ls długość linii ugięcia stropu. Według
autorów tego rozwiązania „(…) profile niecek uzyskane dla
półpłaszczyzny z uwzględnieniem skorygowanej wartości
parametru r ’ są bardzo podobne do profilu niecek obliczonych
z uwzględnieniem obrzeża eksploatacyjnego, zapewniając
jednocześnie zasadniczą poprawę opisu niepełnych niecek
obniżeniowych.”
Proponowaną liniową funkcję ugięcia stropu pokładu na
odcinku obrzeża można wygenerować w obliczeniach (prognozach) deformacji powierzchni przez podział pokładu (na
odcinku obrzeża) na kilka warstw o zmiennej długości od 0 do
g (grubości wybieranego pokładu lub warstwy). Dla tego typu
zabiegu kształt niecki obniżeniowej praktycznie nie odbiega
Rys. 3.Rozkład nachyleń w górotworze dla progowego (kolor
brzegowego [5]
Fig. 3. Distribution of tilts in rock mass for threshold (blue
line) and asymmetric (red line) boundary condition [5]
88
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
od kształtu uzyskanego przy przyjęciu obrzeża eksploatacyjnego równemu połowie długości linii ugięcia stropu ls.
Zaproponowany sposób uwzględnienia w obliczeniach
deformacji obrzeża eksploatacyjnego nie jest spójny z założeniami teorii Budryka-Knothego. Przez co nie może być
traktowany jako parametr teorii, a tylko jako parametr eksploatacji, analogicznie jak głębokość, grubość i pole powierzchni
eksploatowanej parceli. Albo, jako parametr modelu BudrykaKnothego z obrzeżem lub Białka i Pomykoła [3].
Kwiatek [16] rozważał uwzględnienie ugięcia stropu
pokładu w opisie deformacji powierzchni przez modyfikację funkcji wpływów, przesunięcia jej o pewną wartość p,
wyznaczoną na podstawie geodezyjnych pomiarów obniżeń
powierzchni. Zabieg ten miał na celu zachowanie założeń
teorii Budryka-Knothego. Jego wyniki są zbliżone do stosowania obrzeża jako parametru eksploatacji, albo modelu
z obrzeżem eksploatacyjnym. Rozwiązanie to nie zostało
zastosowane w praktyce.
Żaden z proponowanych opisów funkcji ugięcia stropu zasadniczego (liniowy, bądź krzywą łamaną – z odcinków linii prostej) nie znalazł zastosowania w komputerowych programach
do obliczeń wskaźników deformacji powierzchni terenu.
Dlatego postać progowa tej funkcji z uwzględnieniem obrzeża jest dotychczas stosowana dla obliczeń deformacji, która
w praktyce wykazuje dużą zgodność z pomiarami.
4. Automatyczne uwzględnianie obrzeża w algorytmie
i programie komputerowym „Szkody”
4.1. Parcela rzeczywista i efektywna
Rys. 4.Rozkład krzywizn w górotworze dla progowego (kolor
brzegowego [5]
Fig. 4. Distribution of curvatures in rock mass for threshold (blue
line) and asymmetric (red line) boundary condition [5]
W każdej parceli eksploatacyjnej określającej kształt rzeczywiście wybieranego pola parceli, można wyróżnić cztery
krawędzie, których definicje związane są z kierunkiem frontu
eksploatacyjnego. Są to:
– krawędź startowa,
– krawędź prawa,
– krawędź końcowa,
– krawędź lewa.
Każdej krawędzi można przyporządkować pewne obrzeże.
Obrzeże dodatnie odmierzane jest w kierunku wnętrza parceli,
natomiast obrzeże ujemne (tzw. antyobrzeże) odmierzane jest
w kierunku jej zewnętrza.
Parcela, która powstaje w wyniku uwzględnienia obrzeży
będzie dalej nazywana parcelą efektywną. Wskaźniki deformacji będą liczone jako całki powierzchniowe brane po
obszarze efektywnej parceli.
Obrzeża w krawędziach bocznych mają wpływ tylko na
rozmiary parceli efektywnej, podczas gdy pozostałe mogą
mieć wpływ również na okres czasu wybierania parceli.
4.2. Wpływ obrzeży na momenty rozpoczęcia i zakończenia eksploatacji parceli efektywnej
Rys. 5.Warunek brzegowy przyjmowany do obliczeń: a – rzeczywisty kształt, b – funkcja Heaviside’a, c – funkcja
Heaviside’a z obrzeżem, d – proponowana funkcja liniowa wg Białka i Pomykoła [3]
Fig. 5. Boundary condition for calculations: a – real shape, b
– Heaviside function, c – Heaviside function with operating rim, d – linear function proposed by Białek and
Pomykoł [3]
Założenia przyjmowane przy standardowych obliczeniach
wskaźników deformacji są następujące.
Eksploatacyjny front rzeczywisty (w parceli oryginalnej)
o maksymalnym wybiegu L i front pozorny (w parceli efektywnej) o maksymalnym wybiegu Le poruszają się z tą samą
prędkością v.
Eksploatacja parceli rzeczywistej rozpoczyna się w momencie ze stałą prędkością v i kończy się w chwili:
(1)
Eksploatacja w parceli efektywnej rozpoczyna się w momencie tpe i kończy się w chwili tke.
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Niech ps będzie obrzeżem (startowym) związanym ze statyczną krawędzią początkową parceli rzeczywistej, pf - zawsze
dodatnim obrzeżem związanym z frontem eksploatacyjnym
i poruszającym się wraz z nim, a pk - obrzeżem związanym ze
statyczną krawędzią końcową parceli rzeczywistej2.
Niech ponadto p's, p'f, p'k oznaczają wartości dodatnich
obrzeży charakterystyczne dla eksploatacji parceli w caliźnie pokładu, które należy wyróżnić od nazw obrzeży ps,
pf, pk formalnie związanych z projektowaną eksploatacją
przedmiotowej parceli, która może sąsiadować ze zrobami.
Należy sądzić, że wartości p's, i p'k są jednakowe w przypadku
poziomego uwarstwienia górotworu w okolicy parceli lub
zróżnicowane przy nachylonych warstwach (od strony upadu
wartość obrzeża powinna być mniejsza). Natomiast wartość
p'f jest prawdopodobnie nieco większa od nich3.
Gdy krawędź początkowa i końcowa graniczy z calizną
pokładu, strop zasadniczy, wspierając się na niej, powoduje
powstanie dodatnich obrzeży ps, pf, pk.
Wynika z tego, że zawsze pf, = p'f i gdy brak sąsiedztwa
starych zrobów także ps = p's, pk = p'k.
Gdy w najbliższym sąsiedztwie którejś z nich znajdują się
stare zroby, wtedy krawędź ta graniczy z pewną pustką4, nad
którą zawisa strop zasadniczy wsparty na zaciśniętych zrobach
i caliźnie pokładu. W takim przypadku mówi się o ujemnym
obrzeżu p's lub p'k, którego bezwzględna wartość określa
rozmiar pustki w kierunku normalnym do krawędzi parceli.
Ponieważ pustka ta powstała w wyniku eksploatacji pewnej parceli graniczącej wówczas z calizną pokładu, to jej
rozmiar jest określony przez odpowiednie dodatnie obrzeże
lub charakterystyczne dla lokalnych własności górotworu
w warunkach tejże eksploatacji. Ponieważ obie eksploatacje
dotyczą tego samego rejonu górotworu, to można założyć, że
ich odpowiednie obrzeża są jednakowe5:
(2)
gdzie z1 oznacza zroby graniczące z krawędzią startową,
a z2 – z krawędzią końcową.
Gdy krawędź początkowa przylega do starych zrobów
i ps < 0 to ps = – (p'k)z1, gdyż można uważać6, że rozpoczęcie
wybierania jest jakby kontynuacją wcześniejszej eksploatacji
obejmującej stare zroby.
Gdy krawędź końcowa przylega do starych zrobów
i pk < 0 to pk = – (p's)z2, gdyż można uważać stare zroby za
89
„kontynuację” eksploatacji obejmującej parcelę rzeczywistą.
Jak będzie to pokazane, ten ostatni przypadek, powodując gwałtowny skok wybiegu parceli efektywnej7, może
prowadzić do nadmiernych deformacji. Dlatego w praktyce
nie dochodzi się ściśle do starych zrobów, lecz pozostawia
filar oporowy calizny pokładu rozdzielający strefy starych i
nowych zrobów o rozmiarach gwarantujących ich separację8.
Dalej można w przybliżeniu założyć, że
(3)
Aby umożliwić przybliżone obliczenia wskaźników deformacji bez uwzględniania obrzeży, do obrzeży dodatnich
dołączono dalej ich wartość zerową.
Zależnie od znaków ps i pk przyjąć trzeba, wynikające
z geometrii eksploatacji oraz (3), wartości obrzeży według
tablicy 1, którą trzeba interpretować w ten sposób, że jeśli
znane są wartości ps i pk, to pozostałe obrzeża dane są podanymi w niej zależnościami.
Gdy ps < 0, wartość p' nie jest określona w tablicy 1 (kolumny 2 i 3), bo z relacji geometrycznych oraz (3) nie jest
to możliwe. Z tych samych powodów wartość p'k nie jest
określona w kolumnach 3 i 4 tej tablicy, gdy pk < 0.
O ile w przypadku ps < 0, pk ≥ 0 do określenia tpe nie
jest potrzebna wartość p's, o tyle w przypadku ps < 0, pk <
0 jest ona potrzebna (wzór 12), lecz na poziomie założeń
tablicy 1 nie jest do określenia. W przypadkach ps < 0, pk
< 0 oraz ps ≥ 0, pk < 0 nieokreślona wartość p'k, uniemożliwia wyznaczenie tpe ze wzorów (12) i (16). Jak widać,
nieokreśloność potrzebnych parametrów p's, p'k do obliczeń
tpe we wzorach (12) i (16), dotyczy wyłącznie przypadków,
gdy pk < 0. A te przypadki, z uwagi na bezpieczeństwo, są w
praktyce niezalecane.
Aby uczynić wzory (12) i (16) użytecznymi w przypadku
gdy pk < 0, należałoby poczynić dodatkowe założenia, choćby
postaci:
(4)
(5)
Założenia (4) i (5) są słabsze od założeń (2). Wartości
obrzeży wynikające z geometrii eksploatacji oraz założeń (3),
(4), (5) przedstawiono w tablicy 2.
Jeśli do tablicy 1 zastosuje się założenia upraszczające (2), to wartości obrzeży przyjmą postać
z tablicy 3.
Tablica 1. Wartości obrzeży wynikające z geometrii eksploatacji oraz założenia (3)
Table 1. Values of operating rims related to geometry of exploitation panel and the assumption (3)
4
2
3
5
Po wybraniu całej parceli, krawędź ruchoma staje się krawędzią statyczną.
Na skutek opóźnionej reakcji stropu zasadniczego na ruch frontu.
Pustka ta w rzeczywistości może nie stanowić pustej przestrzeni, lecz
być strefą rozluźnienia górotworu, a w przypadku bardzo starych zrobów
może w wyniku zaciśnięcia praktycznie nie istnieć.
Pomijając możliwą zmianę parametrów górotworu na skutek eksploatacji
w rejonie starych zrobów.
6
7
8
Pomijając niewielki filar oporowy, który zostaje zaciśnięty.
Likwidacja podparcia stropu zasadniczego na caliźnie pokładu nagle
odsłania strefę obrzeży pf i pk.
Filar ten może z biegiem czasu być rozgnieciony, powiększając stopniowo
rozmiary parceli efektywnej.
90
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 2. Wartości obrzeży wynikające z geometrii eksploatacji oraz założeń (3), (4) i (5)
Table 2. Values of operating rims related to geometry of exploitation panel and the assumptions (3), (4) and (5)
Tablica 3. Wartości obrzeży według tablicy 1 po zastosowaniu założeń upraszczających (2)
Table 3. Values of operating rims from table 1 after application of simplifying assumptions (2)
Wyjaśnienia szczegółów tablicy 3:
Kolumna 2, wiersz 2:
W założeniach (2) podano, że (p'k)z1 = p'k, czyli z kol. 2, wiersza
1 tablicy 1 wynika p'k = –ps.
W tablicy 1 kol. 2, wiersz 2 podano, że p'k = pk, zatem pk= –ps,
czyli p'k = pk = –ps.
Wartości p's nie da się określić.
Kolumna 3, wiersz 1 i 2:
W założeniach (2) podano, że p's = (p's)z2, czyli z kol. 3 wiersza
2 tablicy 1 wynika p's= –pk.
W założeniach (2) podano, że (p'k)z1= p'k, czyli z kol. 3 wiersza
1 tablicy 1 wynika p'k= –ps.
Kolumna 4, wiersz 1:
W założeniach (2) podano, że p's= (p's)z2, czyli z kol. 4 wiersza
2 tablicy 1 wynika p's= –pk.
W tablicy 1 kol.4, wiersz 1 podano, że p's= –ps, zatem pk= –ps,
czyli p's= –pk = ps.
Wartości p'k a zatem również p'f nie da się określić.
Pierwsza kolumna w obu tablicach jest jednakowa i nie zależy
od założeń upraszczających (2).
Jak widać założenia (2) nie prowadzą do określenia wartości
p's gdy ps < 0, pk ≥ 0 oraz wartości p'k i p'f gdy ps ≥ 0, pk < 0.
Lepszy wynik uzyskuje się przy założeniach (4), (5) zamiast (2) (por. tablica 2).
Inaczej
(7)
Moment końca wybierania w parceli efektywnej wynosi
więc
(8)
4.3. Okres eksploatacji efektywnej dla obrzeży nieujemnych według założeń z tablicy 1
Do rozwinięcia frontu rzeczywistego do wartości wybiegu
p0 + pf (rys. 6a) przyjmuje się, że strop zasadniczy nie ugina się,
ponieważ wspiera się na caliźnie pokładu. Od tego momentu
(początek wybierania parceli efektywnej) odsłonięcie stropu
zaczyna skutkować ugięciem stropu zasadniczego.
(6)
Ze względu na podparcie, jakie daje calizna, występują
tu dodatnie obrzeża ps i pf i dlatego też parcela efektywna
zaczyna się za linią obrzeża startowego, które zawiera pustkę
tego obrzeża (rys. 6b).
Maksymalny wybieg frontu pozornego (w parceli efektywnej) wynosi (rys. 6c)
Rys. 6.Ilustracja wybierania parceli efektywnej w górotworze
nienaruszonym: a) wyznaczanie początku wybierania
(parcela efektywna pusta), b) położenie parceli efektywnej w trakcie rozwoju frontu rzeczywistego, c) pełna
parcela efektywna
Fig. 6. Illustration of effective panel extraction in undisturbed
rock mass: a) indication of first stage of exploitation
(non effective panel), b) location of effective panel during advance of longwall face, c) final effective panel
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
91
Rys. 7.Postęp frontu rzeczywistego i pozornego w zależności od czasu dla eksploatacji w caliźnie
pokładu
Fig. 7. Advance of real and effective longwall face in relation to duration of exploitation for
extracted seam
Wykresy postępu frontu rzeczywistego i pozornego
w zależności od czasu, dla eksploatacji w caliźnie pokładu
pokazano na rys. 7.
4.4. Okres eksploatacji efektywnej dla obrzeży ujemnych
i o różnych znakach według założeń z tablicy 1
4.4.1. Obrzeże
Gdy ps < 0, strop zasadniczy początkowo wspiera się nad
pustką strefy tego obrzeża na zaciśniętych zrobach i na caliźnie
pokładu. W miarę rozwoju frontu rzeczywistego, który jest
jakby kontynuacją poprzedniej eksploatacji (w starych zrobach), obszar ujemnego obrzeża należy doliczyć do przestrzeni
nowo wybranej: do momentu odsłonięcia przestrzeni o wybiegu p'f łącznie ze strefą obrzeża ujemnego ps, należy uznać,
że nic się nie dzieje (rys. 8a). Zatem moment osiągnięcia tego
wybiegu przez front rzeczywisty jest momentem początku
wybierania parceli efektywnej, który wynosi:
Po podstawieniu z tablicy 1 pf  pk otrzymuje się
(9)
Początkiem parceli efektywnej jest tu granica starych
zrobów (rys. 8b), gdyż jest ona ich kontynuacją.
Z rys. 8c oraz (3) można wnioskować, że
(10)
Maksymalny wybieg frontu pozornego wynosi po podstawieniu (1)
Zatem po podstawieniu (9)
I ostatecznie
Rys. 8.Ilustracja wybierania parceli efektywnej przy ujemnym
obrzeżu ps i dodatnim obrzeżu pk: a) wyznaczanie początku wybierania (parcela efektywna pusta), b) położenie parceli efektywnej w trakcie rozwoju frontu rzeczywistego, c) pełna parcela efektywna
Fig. 8. Illustration of effective panel extraction for negative ps
and positive pk operating rim: a) indication of first stage
of exploitation (non effective panel), b) location of effective panel during advance of longwall face, c) final
effective panel
Postęp frontu rzeczywistego i pozornego w zależności od
czasu dla obrzeży mieszanych przy ps < 0, pk ≥ 0 ma przebieg
analogiczny jak na rys. 7, z tą różnicą, że w tym przypadku
odcinek pomiędzy tp a tpe jest inny z uwagi na ps < 0.
92
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
4.4.2. Obrzeża ujemne
Sytuację początku eksploatacji pokazano na rys. 9a.
Moment początkowy wybierania parceli efektywnej dany
jest zatem wzorem:
(12)
gdzie podstawiono pf  p'k.
Do chwili tk zakończenia wybierania parceli rzeczywistej, co odpowiada chwili tke wybierania parceli efektywnej,
przed gwałtownym skokiem jej wybiegu spowodowanego
odsłonięciem starych zrobów, wybieg parceli efektywnej
wynosi (rys. 9c)
(13)
Zatem, podstawiając (1)
A stąd, po uwzględnieniu (12)
I ostatecznie
(14)
W przypadku przeskoku parceli efektywnej do pełnych
wymiarów, po odsłonięciu obrzeża p'f oraz obrzeża od strony
starych zrobów (rys. 9d) pełny jej wybieg wynosi
(15)
Obrzeże ps ≥ 0, pk < 0
Jak wynika z rys. 11a, początek wybierania parceli rzeczywistej jest identyczny z sytuacją z rys. 5a, zatem początek
wybierania parceli efektywnej dany jest wzorem:
który po uwzględnieniu z (3) p'f  p'k oraz z tablicy 1 p's = ps
daje:
(16)
Z rys. 11c wynika, że wybieg parceli efektywnej do chwili
tke jej wybierania (co odpowiada chwili tk zakończenia wybierania parceli rzeczywistej) wynosi:
Rys. 9.Ilustracja wybierania parceli efektywnej z uwzględnieniem ujemnych obrzeży ps, pk:a) wyznaczanie początku
wybierania (parcela efektywna pusta), b) położenie parceli efektywnej w trakcie rozwoju frontu rzeczywistego,
c) front rzeczywisty osiągnął swój kres - szybki przeskok
frontu pozornego do pełnego rozmiaru,d) pełna parcela
efektywna
Fig. 9. Illustration of effective panel extraction for negative
operating rims ps, pk: a) indication of first stage of exploitation (non effective panel), b) location of effective panel during advance of longwall face, c) final stage of real
longwall face – rapid move of virtual longwall face to
full longwall length, d) final effective panel
Rys. 10. Postęp
frontu
rzeczywistego
i pozornego w zależności od czasu dla obrzeży
ujemnych przy
założeniu (4)
Fig. 10. Advance of real
and virtual longwall face in
relation to duration of exploitation for negative
operating rims
applying
assumption (4)
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
93
Po uwzględnieniu z (3) p'f  p'k oraz z tablicy 1 p's = ps
(17)
Po podstawieniu (1)
A stąd, po uwzględnieniu (16)
I ostatecznie
(18)
W przypadku przeskoku parceli efektywnej do pełnych
wymiarów, po odsłonięciu obrzeża p'f oraz obrzeża od strony
starych zrobów (rys. 11d) pełny jej wybieg wynosi:
(19)
Wykresy postępu frontu rzeczywistego i pozornego w
zależności od czasu dla ps ≥ 0, pk < 0 pokazano na rys. 12.
W podsumowaniu rozdziału w tablicach 4 i 5 przedstawiono odpowiednio czasy rozpoczęcia i zakończenia eksploatacji
oraz wybiegi eksploatacji efektywnej odpowiednio dla założeń
eksploatacji z tablic 1 i 2.
Podsumowanie
Uwzględnianie obrzeża eksploatacyjnego w prognozach
deformacji powierzchni terenu nie jest zawsze stosowane,
pomimo że wyniki pomiarów geodezyjnych skonfrontowane
z obliczeniami wskaźników deformacji według teorii
Knothego-Budryka, wskazują na potrzebę jego stosowania.
Według twórców teorii obrzeże nie jest parametrem teorii.
Jest wielkością opisującą geometrię parceli eksploatacyjnej.
Z kolei autorzy programów komputerowych stosowanych
do prognoz deformacji (m.in. Białek, Drzęźla i Jędrzejec)
uwzględniają wielkość obrzeża jako parametr modelu obliczeniowego, przy czym jego stosowanie jest selektywne.
Najczęściej jest używane do obliczeń deformacji wpływów
dokonanej i projektowanej eksploatacji pojedynczych parcel
w prognozach i obliczeniach szczegółowych. W prognozach
podstawowych lub przybliżonych obrzeże jest najczęściej
pomijane.
Rys. 11. Ilustracja wybierania parceli efektywnej przy dodatnim obrzeżu ps i ujemnym obrzeżu pk: a) wyznaczanie
początku wybierania (parcela efektywna pusta), b)
położenie parceli efektywnej w trakcie rozwoju frontu
rzeczywistego, c) front rzeczywisty osiągnął swój kres
- szybki przeskok frontu pozornego do pełnego rozmiaru, d) pełna parcela efektywna
Fig. 11. Illustration of effective panel extraction for positive
ps and negative pk operating rim: a) indication of first
stage of exploitation (non effective panel), b) location
of effective panel during advance of longwall face, c)
final stage of real longwall face – rapid move of virtual
longwall face to full longwall length, d) final effective
panel
Rys. 12. Postęp frontu
rzeczywistego i
pozornego w zależności od czasu
dla obrzeży mieszanych przy założeniu (5)
Fig. 12. Advance of real
and virtual longwall face in relation to duration
of exploitation for
mixed operating
rims applying assumption (5)
94
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 4. Czasy tpe, tke oraz wybiegi eksploatacji efektywnej wynikające z tablicy 1
Table 4. Duration of exploitation tpe, tke and longwall lengths for effective exploitation in relation to data
from table 1
Tablica 5. Czasy tpe, tke oraz wybiegi eksploatacji efektywnej wynikające z tablicy 2.
Table 5. Duration of exploitation tpe, tke and longwall lengths for effective exploitation in relation to data
from table 2
W artykule przedstawiono definicję oraz wzory opisujące
obrzeże eksploatacyjne w prognozach deformacji terenu.
Uporządkowano dotychczasowe próby opisywania ugięcia
stropu zasadniczego w postaci funkcyjnej. W artykule zdefiniowano pojęcia wybiegu i czasu eksploatacji parcel rzeczywistych i efektywnych z uwagi na uwzględnienie obrzeża dla
krawędzi startowej, końcowej i krawędzi związanej z frontem
eksploatacyjnym, które traktowane są jako dane opisowe
parcel definiowanych w programie komputerowym „Szkody”.
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
Batkiewicz W.: Obliczanie wskaźników poeksploatacyjnych deformacji
terenu. Wydawnictwo Śląsk. Katowice 1968.
Białek J.: Algorytmy i programy komputerowe do prognozowania
deformacji terenu górniczego. Monografia. Wydawnictwo Politechniki
Śląskiej. Gliwice 2003.
Białek J., Pomykoł M.: Wpływ kształtu linii ugięcia stropu na deformacje
powierzchni. Materiały V Konferencji Ochrona Środowiska Na Terenach
Górniczych. Z.G. SITG. Szczyrk 2004, s. 33-42.
Drzęźla B.: Rozwiązanie pewnego przestrzennego zadania liniowej teorii
sprężystości w zastosowaniu do prognozowania deformacji górotworu
pod wpływem eksploatacji górniczej wraz z oprogramowaniem. Zeszyty
Naukowe Politechniki Śląskiej. „Górnictwo” 1978, z. 91.
Jędrzejec E.: Poeksploatacyjne przemieszczenia górotworu poziomo
uwarstwionego. GIG (Praca doktorska). Katowice 1991.
Jędrzejec E.: Komputerowy system prognozowania wpływu podziemnej eksploatacji górniczej na górotwór. Materiały z konferencji II Dni
Miernictwa Górniczego i Ochrony Terenów Górniczych. Wydawnictwo
GIG, Katowice 1993, s. 69-82.
Knothe S.: Praca doktorska (1953a). W. Silva Rerum Profesora
Stanisława Knothego. Wydawnictwa AGH. Kraków 2013.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
16.
17.
18.
19.
Knothe S.: Równanie profilu ostatecznie wykształconej niecki osiadania.
Archiwum Górnictwa i Hutnictwa t. 1, z. 1, 1953b.
Knothe S.: Prognozowanie wpływów eksploatacji górniczej. Wydaw.
Śląsk, Katowice 1984.
Knothe S.: Teoria Budryka-Knothego po latach. Szkoła Eksploatacji
Podziemnej ’93, t. 2. CPPGSMiE PAN, Kraków 1993.
Kowalczyk Z.: Określenie wpływów eksploatacji górniczej metodą
przekrojów pionowych. Wydawnictwo Śląsk. Katowice 1972.
Kowalski A.: Nieustalone górnicze deformacje powierzchni w aspekcie dokładności prognoz. Studia - Rozprawy - Monografie Nr 871.
Wydawnictwo Głównego Instytutu Górnictwa. Katowice 2007.
Kowalski A., Jędrzejec E.: Ochrona terenów górniczych i pogórniczych.
W: W. Konopko (red.): Bezpieczeństwo pracy w kopalniach węgla
kamiennego. T.1. Wydawnictwo GIG. Katowice 2013, s. 353-377.
Kowalski A.: Prognozy deformacji powierzchni w świetle deformacji
określanych pomiarowo metodami geodezyjnymi. XXI Konferencja
Zarządu Oddziału SITG w Rybniku. Ochrona środowiska na terenach górniczych i pogórniczych kopalń w Subregionie Zachodnim
Województwa Śląskiego. Rybnik 2014, s. 113-126.
Kwiatek J. i inni: Ochrona obiektów budowlanych na terenach górniczych. Wyd. GIG. Katowice 1997.
Kwiatek J.: Wpływ ugięcia stropu na obniżenia powierzchni. „Przegląd
Górniczy” 2004, nr 11, s. 4-8.
Litwiniszyn J.: Równanie różniczkowe przemieszczeń górotworu.
Archiwum Górnictwa i Hutnictwa, t. 1, z. 1. Kraków 1953.
Szpetkowski S.: Prognozowanie wpływów eksploatacji złóż pokładowych na górotwór i powierzchnię terenu. Śląskie Wydawnictwo
Techniczne. Katowice 1995.
Zych J.: Metoda prognozowania wpływów eksploatacji górniczej na
powierzchnię terenu uwzględniająca asymetryczny przebieg procesu
deformacji. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej 1987, z 164.
" ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
"
Nr 3
PRZEGLĄD GÓRNICZY
95
......................., dnia ............2016 r.
Zamawiający ..........................................................
.................................................................................
Dokładny adres: .....................................................
................................................................................
nr NIP .................................................................... Redakcja „Przeglądu Górniczego”
ul. Powstańców 25
40-952 Katowice
Zamówienie
na prenumeratę ............... ... ....... egzemplarzy miesięcznika „Przegląd Górniczy” na rok 2016
Kwotę ........... PLN słownie ............................................................................................
wpłacono na konto: 63 1050 1214 1000 0007 0005 6898 w ING Bank Śląski O/Katowice
Załączamy kopię dowodu wpłaty z dnia ....................................
Oświadczamy, że jesteśmy płatnikiem podatku VAT i upoważniamy Was do wystawiania faktur VAT
bez podpisu. Wyrażamy (nie wyrażamy) zgodę na przesyłanie faktury e-mailem ...................................
Zamówione egzemplarze miesięcznika proszę przesłać na adres: ............................................................
....................................................................................................................................................................
dane osoby kontaktowej: ...........................................................................................................................
pieczątka i podpis
Redakcja przyjmuje zamówienia REKLAM i OGŁOSZEŃ. Cena jednej strony formatu A4 wynosi
1500 PLN + 23% VAT = 1845 PLN.
Za treść reklam i ogłoszeń odpowiada zleceniodawca.
96
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
WSKAZÓWKI DLA AUTORÓW
„Przegląd Górniczy” („PG”) jest czasopismem naukowo-technicznym merytorycznie obejmującym całokształt zagadnień
związanych z górnictwem kopalin stałych wydawanym przez Zarząd Główny Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa.
Autorzy składanych artykułów są zobligowani do podania stopnia naukowego, afiliacji i danych teleadresowych niezbędnych do podpisania umowy autorskiej oraz dostarczenia fotografii (pdf).
Artykuły publikowane w „PG” są opiniowane przez dwóch niezależnych recenzentów. Recenzje wraz z uwagami redakcji są
udostępniane autorowi w celu przygotowania ostatecznej wersji w uzgodnionym terminie.
w celu ułatwienia prac redakcyjnych prosimy o przygotowanie artykułów zgodnie z poniższymi wskazówkami:
•
objętość artykułu z rysunkami nie powinna przekraczać 15 stron formatu A4 z interlinią 1,5, marginesami 1,5 cm,
czcionką Times New Roman, wielkość 12, wyrównany do lewej strony, z wyłączoną opcją dzielenia wyrazów, bez
wcięć akapitowych
•
na lewym marginesie należy zaznaczyć miejsca włamania rysunków i tablic
•
tekst i tablice powinny być przekazane w Microsoft Office Word, a rysunki w CorellDRAW
•
jednostki miar podawać w systemie SI
•
tekst, objaśnienia do rys. i tablic należy zapisać w osobnych plikach
•
artykuł do redakcji należy przekazać w wersji papierowej (2 egz.) i w wersji elektronicznej z podaniem edytora tekstu,
programu graficznego i programu kompresującego jeśli taki został zastosowany.
Tytuł artykułu należy podać w językach polskim i angielskim
Treść (j. polski) i Abstract (j. angielski) o objętości do 750 znaków w tym spacje
Słowa kluczowe i Key words należy podać maksymalnie 8 słów
Literatura ułożona alfabetycznie powinna zawierać tylko prace publikowane, cytowane w tekście lub w podpisach tablic
i rysunków:
Bodnar A.: Wytrzymałość materiałów. Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej. Kraków 2004
Krowiak A.: Analiza wpływu nakładów inwestycyjnych na budowę nowego poziomu wydobywczego na rentowność projektu
udostępniania i eksploatacji pokładów węgla kamiennego. Przegląd Górniczy nr 2/2012 str. 1 - 7, Katowice 2012.
Ogrodnik R.: Rola interesariuszy w zarządzaniu przedsiębiorstwem górniczym. Wiadomości Górnicze nr 1, Katowice 2011
Rysunki (Figury), fotografie należy dostarczyć w wersji elektronicznej wraz z wydrukiem. Rozdzielczość skanowanych
fotografii kolorowych powinna wynosić minimum 300 dpi, fotografii czarno-białych 600 dpi, a rysunków 1200 dpi.
Ze względu na trudności z pozyskiwaniem funduszy na pokrycie kosztów produkcji „PG” najprawdopodobniej w kwietniu
zostanie wprowadzona ujednolicona odpłatność za artykuł w kwocie 400 PLN netto + 23% VAT = 492 PLN
Zeszyty tzw. zamawiane w 2016 roku będą realizowane w kwocie 750 PLN netto + VAT 23% = 922,50 PLN za arkusz
wydawniczy
Dodatkowe informacje dla autorów i recenzentów są dostępne na stronie internetowej SITG http://www.sitg.pl/przegladgorniczy/
y
Nr 3/2016
Dr hab. inż. Piotr Małkowski,
Dr hab. inż. Zbigniew Niedbalski,
Prof. dr hab. inż. Tadeusz Majcherczyk
Wskaźnik skuteczności projektowania wyrobisk korytarzowych
1
Dr inż. Zbigniew Lubosik,
Dr inż. Andrzej Walentek
Przejawy ciśnienia eksploatacyjnego w chodnikach
przyścianowych zlokalizowanych na głębokości około 1000 m
– badania dołowe
8
Mgr inż. Aleksander Wrana,
Dr hab. inż. Stanisław Prusek prof. GIG
Ocena spękań filarów węglowych pozostawianych pomiędzy
chodnikami przyścianowymi
17
Mgr inż. Łukasz Ostrowski,
Dr hab. inż. Piotr Małkowski
Wpływ zawodnienia na wypiętrzanie skał spągowych
wyrobiska korytarzowego
28
Dr inż. Sławomir Bock,
Dr inż. Marek Rotkegel,
Dr inż. Jan Szymała
Podziemne retencyjne zbiorniki węgla. Typowe uszkodzenia
i metody oceny stanu technicznego
39
Dr inż. Krzysztof Skrzypkowski,
Dr inż. Krzysztof Zagórski,
Dr inż. Piotr Dudek
Zastosowanie drukarki 3D do produkcji prototypowej podkładki
kotwowej
52
Dr inż. Zbigniew Lubosik
Wpływ podziemnego zgazowania węgla na parametry
geomechaniczne górotworu oraz na jakość obudowy betonowej
wyrobisk korytarzowych w otoczeniu georeaktora w KD
„Barbara”
57
Mgr inż. Sławomir Fabich,
Mgr inz. Piotr Morawiec,
Mgr inż. Krzysztof Soroko,
Mgr inz.Marcin Szlązak
Problemy z utrzymaniem obudowy powłokowej w interwale
soli kamiennej szybu SW-4 kopalni ZG „Polkowice-Sieroszowice”
65
Dr Beata Witkowska-Kita,
Mgr inż. Katarzyna Biel,
Prof. dr hab. inż. Wiesław Blaschke,
Mgr Anna Orlicka
Gospodarka surowcami nieenergetycznymi w Polsce - surowce
mineralne krytyczne, strategiczne i deficytowe
76
Dr hab. inż. Andrzej Kowalski,
Dr Eligiusz Jędrzejec,
Mgr inż. Piotr Polanin
Obrzeże eksploatacyjne, jego geneza i uwzględnienie
w prognozach deformacji powierzchni w programie „Szkody”
85

Pobierz jako PDF - Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Górnictwa

Transkrypt

Podobne dokumenty

Alternatywne układy chromatografu preparatywnego/procesowego

CO POWINNO ZANIEPOKOIĆ RODZICÓW?

Model 4D dla lepszej współpracy

Diagnostyczne minerały – diagram spękań

napór cieczy na powierzchnię

TECHNOLOGIA MONTAŻU DRZWI ANTYWŁAMANIOWYCH DAS