Электронная библиотека диссертаций и авторефератов России
dslib.net
Библиотека диссертаций
Навигация
Каталог диссертаций России
Англоязычные диссертации
Диссертации бесплатно
Предстоящие защиты
Рецензии на автореферат
Отчисления авторам
Мой кабинет
Заказы: забрать, оплатить
Мой личный счет
Мой профиль
Мой авторский профиль
Подписки на рассылки



расширенный поиск

Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Соломойченко Дмитрий Анатольевич

Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов
<
Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов
>

Диссертация - 480 руб., доставка 10 минут, круглосуточно, без выходных и праздников

Автореферат - бесплатно, доставка 10 минут, круглосуточно, без выходных и праздников

Соломойченко Дмитрий Анатольевич. Обоснование устойчивости повторно используемых подготовительных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов: диссертация ... кандидата технических наук: 25.00.20 / Соломойченко Дмитрий Анатольевич;[Место защиты: Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования "Национальный минерально-сырьевой университет "Горный""], 2015.- 122 с.

Содержание к диссертации

Введение

ГЛАВА 1 Анализ современного состояния подготовительных горных выработок при разработке пологозалегающих угольных пластов 8

1.1 Современное состояние изученности вопроса 8

1.2 Анализ способов охраны подготовительных выработок при бесцеликовой отработке пласта 14

1.3 Анализ методов обеспечения устойчивости повторно используемых подготовительных выработок 28

1.4 Анализ способов и средств, применяемых для охраны повторно используемых выработок при отработке пологих пластов 38

1.5 Выводы по главе 1 47

ГЛАВА 2 Шахтные исследования развития геомеханических процессов в окрестности подготовительных выработок 48

2.1 Горно-геологические условия Восточного Донбасса 49

2.2 Методика шахтных исследований 56

2.3 Результаты шахтных исследований проявления горного давления 58

2.4 Выводы по главе 2 62

ГЛАВА 3 Исследования по обоснованию размеров зон неупругих деформаций в окрестности подготовительных выработок 63

3.1 Формирование зон неупругих деформаций относительно очистных работ

3.2 Моделирование напряженно-деформированного состояния массива горных пород 76

3.3 Результаты численного моделирования 80

3.4 Выводы по главе 3 з

ГЛАВА 4 Разработка способов и средств обеспечения устойчивости повторно используемых подготовительных выработок 85

4.1 Рекомендации по снижению напряжений в кровле подготовительных выработок 85

4.2 Моделирование приконтурной разгрузки массива 89

4.3 Рекомендации по креплению повторно используемых выработок 93

4.4 Выводы по главе 4 104

Заключение 106

Список литературы 108

Анализ методов обеспечения устойчивости повторно используемых подготовительных выработок

Сложность и разнообразие массивов пород не позволяет учесть все особенности их строения, поэтому в инженерных расчетах используются наиболее существенные. К ним относят блочное строение массива, форму и размеры элементарных блоков, ориентацию, контактные условия между ними. Массив принято рассматривать как собрание прочных элементов, граничащих между собой по упорядоченной системе трещин, ширина которых по сравнению с размерами элементов ничтожно мала.

Шахтные эксперименты, выполненные с применением глубинных реперов, свидетельствуют о зависимости величин смещений контура выработки и нагрузок на крепь от размеров зон неупругого деформирования. Размеры зон и их конфигурация определяются глубиной работ, прочностными и деформационными характеристиками пород, степенью структурной неоднородности массива пород. При разработке методов прогноза проявлений горного давления применяют механические модели массива пород, в которых отражают только основные его свойства, а все остальные (несущественные) факторы отбрасывают. К числу свойств массива, которые подвергают схематизации в модели, относят прочностные и деформационные свойства, сплошность, изотропность и однородность.

Основой ряда предложенных моделей массива пород служат экспериментальные диаграммы деформирования образцов горных пород в режиме заданного деформирования. Во ВНИМИ была разработана экспериментально-аналитическая методика расчета проявлений горного давления в капитальных выработках, согласно которой, в соответствии с экспериментальными данными в окрестности выработки выделяют зону разрушенных пород, прилегающую к выработке; зону разупрочнения и зону пластических деформаций без разрушения, граничащую с областью упругих деформаций [3].

Несоответствие принятых механических моделей реальному трещиноватому слоистому массиву корректируют в исходных данных расчетов поправочными коэффициентами к механическим показателям образцов пород. В работе [3] несоответствие принятой вязко-упруго-пластической модели реальному массиву учитывают введением коэффициентов структурного ослабления для прочностных и деформационных показателей породы "в куске". Сопоставление результатов аналитических расчетов с экспериментальными данными шахтных измерений показывают невысокую надежность расчетных величин [4]. Одной из причин недостаточной надежности расчетов является то обстоятельство, что из-за отсутствия экспериментальных данных прочностные и деформационные показатели массива пород в области запредельного деформирования и разрушения принимают, как правило, на основе тех или иных представлений.

При изучении проявления горного давления на больших глубинах необходимо учитывать сдвижение горных пород в области влияния очистных выработок. Характер сдвижения горных пород влияет на проявление горного давления в вертикальных шахтных стволах, в подготовительных и очистных выработках.

Известно, что сдвижение горных пород является следствием изменения их напряженного состояния, вызванного проведением горных выработок. Поэтому для правильного описания характера деформирования и сдвижения горных пород необходимо прежде всего описать естественное напряженное состояние горных пород и его изменения, вызываемые проведением очистных выработок.

При описании процесса деформирования и сдвижения горных пород необходимо также учитывать их слоистость (определяющую расслаиваемость толщи при сдвижении) и склонность к пластическим деформациям с течением времени (ползучесть). Влияние на процесс сдвижения наличия в покрывающей толще мощных слоев крепких пород в настоящее время может быть описано только с качественной стороны; наличие таких слоев приводит, прежде всего, к возрастанию величины зависания подработанной толщи пород, что приводит к повышению дополнительной пригрузки зоны опорного давления, увеличению ее ширины и к выпо-лаживанию граничного угла сдвижения. С другой стороны, наличие мощных слоев крепких пород приводит к сглаживанию и уменьшению деформаций в зоне их максимума и к увеличению углов сдвижения, построенных по критическим деформациям; следствием этого является увеличение разности углов сдвижения и граничных углов при наличии в покрывающей толще мощных слоев крепких пород.

Склонность осадочных горных пород к пластическим деформациям и ползучести (а, следовательно, и к релаксации напряжений) определяет их естественную напряженность большей частью как близкую к гидростатическому. Отклонения от гидростатического напряженного состояния в сторону превышения как горизонтальных напряжений над вертикальными (за счет тектонических напряжений, а также остаточных напряжений, связанных с большим погружением угленосных отложений и последующим их размывом), так и вертикальных над горизонтальными, хотя и не вызывают заметных изменений в проявлении сдвижения горных пород, тем не менее влияют на проявление горного давления.

При исследованиях сдвижения горных пород высказываются две точки зрения: 1) сдвижение рассматривается как упругопластическое деформирование однородной сплошной вязкопластической среды; 2) сдвижение рассматривается как последовательный прогиб слоев налегающей толщи. Представление о сдвижении горных пород как о вязкопластических деформациях сплошной среды существует среди ученых, рассматривающих процесс сдвижения с позиций механики сплошной среды. Исследования предельных состояний горных пород вокруг подземных горных выработок аналитическими методами начали проводиться с 1930 года. Однако, приходится констатировать, что за прошедшее со времени появления первых работ К. В. Руппенейта, в которых рассматривались решения о предельных состояниях горных пород вокруг выработок, эти решения не получили существенного внедрения при исследованиях проявления горного давления [5]. Причина этого заключается в том, что при разработке теории предельного равновесия применительно к решению задач горного давления не в полной мере учитывались все важнейшие факторы, влияющие на условия перехода горных пород в предельное состояние и на взаимодействие крепи и пород, находящихся в предельном состоянии.

Излагаемая ниже комбинированная гипотеза плит и балок была развита А.А. Борисовым в 1952-1960 г [6]. А.А. Борисов рассматривал процессы деформации и разрушения твердых слоистых пород, при разработке пологих пластов длинными забоями, как аналогию работы тонких плит, балок, и комбинированной работой плит и балок.

При решении различного рода задач об устойчивых и предельных значениях обнажений кровли горных выработок удобно в расчетах заменить реальную задачу фиктивной задачей о предельных пролетах эквивалентной балки. Пролет такой балки называется эквивалентным. Представление об эквивалентных пролетах впервые было введено В. Д. Слесаревым. Эквивалентный пролет не зависит от мощности породы, значения нагрузки и от упругих постоянных, а является лишь функцией размеров обнажений плиты. При расчетах вначале определяют пролет балки, который является эквивалентным. Затем по эквивалентному пролету, находят одну из сторон обнажения кровли, зная соотношение сторон или задаваясь им.

Результаты шахтных исследований проявления горного давления

На экономических показателях шахт отрицательно сказывается неудовлетворительное состояние подготовительных горных выработок. Зафиксировано 26 завалов в выемочных штреках за период 1992-1997 г. на шахтах ОАО «Ростову-голь», приведших к остановке работ. За текущий период простоев не добыто 112506 т. угля [66]. Такое положение объясняется тем, что применяемые средства и способы крепления и охраны подготовительных горных выработок не отвечают непрерывно изменяющимся горно-геологическим условиям, даже в пределах выемочного участка. На шахтах ОАО «Гуковуголь» и ОАО «Ростовуголь» были подвержены пучению пород почвы 60% разрабатываемых пластов. Поднятие пород почвы происходило в 27% эксплуатируемых выработках [71].

В выработках со сводчатой формой поперечного сечения применялась металлическая податливая арочная крепь КПМ-АЗ из специального взаимозаменяемого профиля СВП-22 или СВП-27 с замками типа ЗГЖ или в виде скоб (хомутов) с прямой планкой (рисунок 1.10). Шаг установки арок составлял 0,9 м. В качестве межрамного ограждения использовались железобетонные затяжки с размерами 1000x200x50 мм, укладываемые способом «внахлест» в своде выработок, и металлические решетчатые или сетка рабица, а также деревянные - в боках выработок.

Закрепное пространство забутовывалось только в боках. Пустоты над верх-няками оставались незабученными, что связано с высокой трудоемкостью заполнения породой вручную, составляющей по данным Всесоюзного научно-исследовательского института организации и механизации шахтного строительства до 40% трудозатрат всего процесса крепления, и его низкой технической эффективностью, обусловленной сохранением высокой вероятности несимметричного и точечного нагружения верхняка и значительной величиной остаточных пустот.

К существенным недостаткам арочной крепи при использовании бесцелико-вой технологии следует отнести неудовлетворительное выполнение крепью функции поддержания кровли в наиболее ответственный период ее работы за лавой (рисунок 1.11). Многократная нагрузка и разгрузка пород непосредственной кровли при передвижке крепи сопряжения приводит к снижению ее несущей способности и разуплотнению. Для включения крепи в работу за лавой требуется уплотнение пород кровли силами горного давления, которое обычно достигается при дополнительных смещениях в узлах податливости крепи, превышающих 300-350 мм (рисунок 1.12).

В связи с необходимостью обеспечения повышенной податливости помимо трехзвенной арочной податливой крепи типа АП-3 с вертикальной податливостью 300 мм были разработаны арочные трех и четырехзвенные крепи. При вертикаль 41 ной податливости до 400 мм и боковой 460 мм, несущая способность данных крепей составляет 240-270 кН.

При проведении выемочных выработок с прямоугольной (трапециевидной) формой поперечного сечения в качестве постоянной крепи применялась анкерная или рамная деревянная поддерживающая крепь, при этом сокращается трудоемкость на установку крепи и её металлоёмкость [73].

Преимуществом анкерной крепи по сравнению с АП-3 является почти полная механизация при её возведении. Снижение аэродинамического сопротивления выработки закрепленной анкерной крепью, примерно в два раза, в сравнении с выработкой закрепленной рамной крепью [73].

Принятые на шахтах паспорта поддержания выработок, как показали опыты [74, 77], выполненные в соответствии с указанными требованиями, во многих случаях не обеспечили их рабочее состояние в продолжение всего срока службы. Выполненные шахтные эксперименты и исследования показали, что снижение трудоемкости и металлоемкости при поддержании различных выработок осуществлялось за счет применения анкерной крепи [78, 79].

В наиболее сложных горно-геологических условиях подготовительные выработки, как правило, проводились и поддерживались, с арочной крепью. В 1990-1998 г. охрана повторно используемых выработок производилась: на шахтах ОАО «Ростовуголь» - бутокострами 27% и целиками 73%; на шахтах ОАО «Гукову-голь» - целиками 25%, обвязанных кострами и тумбами из бетонных блоков 31%, бутокострами и бутовыми полосами 23%, кустокострами и кострами 21%. Все перечисленные искусственные ограждения применялись в сочетании с деревянной органной крепью. На шахтах ОАО «Гуковуголь» с 1995 года начато внедрение тумб из деревянно-бетонных блоков (Б ДБ). В результате сокращения использования тумб БЖБТ и увеличения бесцеликовой технологии отработки угля до 85%, объем применения БДБ увеличился до 30%. Охрана от влияния второй лавы осуществлялась угольными целиками шириной в основном до 5 м (54% для шахт ОАО «Гуковуголь» и 38% для шахт ОАО «Ростовуголь») и кострами в сочетании с органной крепью (46% и 62%) [67].

В настоящее время большое распространение получили тумбы из блоков БДБ, БЖБТ, костровые крепи в сочетании с органной крепью.

Костровые крепи выкладывают вручную в основном из деревянных рудничных стоек (рисунок 1.13), редко из шпального бруса, железобетонных затяжек, отрезков СВП или рельсов.

Костры из круглого леса, устанавливаемые без заполнения внутренней полости и пустот между стойками другим строительным материалом, являются податливыми искусственными ограждениями с низкой несущей способностью.

Костровые крепи из круглого леса с заполнением строительным материалом Костровые крепи менее подвержены «обыгрыванию» пород кровли и более устойчивы к её подвижкам в плоскости наслоения, чем тумбы из железобетонных блоков. По этой причине последние часто «обвязывают» деревянными кострами. Удельная несущая способность такого искусственного ограждения составляет 4 МПа при конструктивной податливости 15%. В рассматриваемом костре не обеспечивается совместная работа деревянных стоек и заполнения, а разрушение блоков часто обусловливает потерю устойчивости стенок конструкции.

Деревянные стойки органной крепи устанавливают вручную рядами или кустами на зачищенную почву пласта по нормали к ней под брус. Органная крепь является жёсткой охранной конструкцией, выполняющей обрезную функцию. Удельная несущая способность определяется плотностью установки и диаметром стоек, а также качеством древесины.

Стойки органной крепи неравномерно воспринимают и передают на основание нагрузку от кровли, поэтому часто вдавливаются в почву и способствуют скалыванию бермы.

Тумбы из искусственных блоков небольших размеров устанавливаются вручную. Они являются жёсткими или ограниченно-податливыми искусственными ограждениями.

Наибольшее распространение получили типовые железобетонные блоки БЖБТ-6 и БЖБТ-7, имеющие призматическую форму с размерами 0,5x0,4x0,10 и 0,5x0,4x0,15 м при массе 48 и 72 кг соответственно. Для их изготовления используется бетон марки 300, что позволяет получить искусственное ограждение с удельной несущей способностью 7,8-12,7 МПа на пластах мощностью 1,6-0,6 м [69].

Конструктивная податливость тумб или полос из блоков БЖБТ, составляющая 10-15%, обеспечивается размещением между ними деревянных или резиновых прокладок, а между тумбой и кровлей - деревянных клиньев. Прокладки служат для исключения точечных нагрузок на блоки, приводящих к их преждевременному разрушению. Тумбы из блоков БЖБТ обладают низкой продольной и поперечной устойчивостью, что ограничивает область их применения мощностью пластов до 1,7 м [70]. Вследствие высокой жёсткости, малой площади опорной поверхности (0,2 м2), неравномерного распределения нагрузки на основание они часто вдавливаются в почву, что вызывает в нижних блоках растягивающие напряжения и их разрушение, приводящее к потери несущей способности охранной конструкции в целом. Из-за высокого веса блоков работы по установке тумб трудоёмки.

Моделирование напряженно-деформированного состояния массива горных пород

Целью математического моделирования является сопоставление зон неупругих деформаций относительно влияния очистных работ с натурными исследованиями. Решение подобных пространственных задач не имеет точных аналитических решений, поэтому наиболее эффективными методами исследования напряженно-деформированного состояния массива в таких условиях является математическое моделирование. В данном случае применялось математическое моделирование, основанное на методе конечных элементов [88, 89, 90], которое, несмотря на некоторую идеализацию реальных условий, имеет существенные преимущества по возможностям исследования [91, 92].

Одним из важных условий, при численном моделировании методом конечных элементов, является выбор граничных условий. Размер модели, тип и размер элементов задается с учетом сходимости с натурными данными. Выполнение данного условия осуществляется при помощи ряда плоских конечно-элементных моделей [88, 89, 90, 91].

Расчетная схема конечно-элементной модели показана на рисунке 3.9 и представляет собой участок массива 400x300x200 м с двумя параллельными выработками. Расстояния границ модели от боков, кровли и почвы выработки выбраны так, чтобы исключить влияния на результаты моделирования граничных условий. На первом шаге сформирована пространственная модель. На рисунке 3.10 представлен общий вид трехмерной модели.

По нижней грани моделируемого участка запрещались перемещения по оси Оу, а по боковым граням - по оси Ох и Oz. Сетка конечных элементов разбивалась так, чтобы на границе выработки размер элементов был наименьшим (« 0,2 м), а на периферии - увеличивался до 20 м. Естественное напряженно-деформированное состояние массива задавалось вертикальными напряжениями нетронутого массива равным весу столба пород до земной поверхности, приложенными к верхней грани конечно-элементной модели.

Модель массива представлена упруго-пластической средой. Использование данной модели позволяет дать близкую к натурным условиям количественную и качественную оценку размеров зоны неупругих деформаций вокруг выработки. Для реализации нелинейного характера деформирования массива использована упругопластическая модель Кулона-Мора. Плотностные и деформационные характеристики, принятые в модели, представлены в таблице 3.2. На рисунке 3.12 приведен общий вид модели с учетом основных литотипов пород месторождения. Таблица 3.2 - Механические характеристики моделируемых пород

Породы Объемный вес, кг/м3 Модуль упругости, 104МПа Коэффициент Пуассона Угол внутреннего трения, град. Коэффициент сцепления, МПа Основная кровля 2770 3,4 0,18 33 9,5 Непосредственная кровля 2660 2,47 0,28 27 4,9 Уголь 2500 0,5 0,4 36 2,8 Непосредственная почва 2620 2,3 0,25 26 5Д Основная почва 2730 3 0,19 32 8,7 Рисунок 3.12- Общий вид конечно элементной модели с учетом основных литотипов пород Алгоритм решения задачи включает в себя следующие этапы моделирования: - формирование напряженно-деформированного состояния нетронутого неоднородного массива с учетом влияния гравитационного поля напряжений; -формирование подготовительных выработки путем удаления массива в пределах контура выработок; -поэтапное удаление угольного массива.

Моделирование повторно используемой выработки осуществлялось следующим образом. Модель состоит из двух частей: в первой части модели осуществлялось моделирование конвейерного штрека, во второй части модели - вентиляционного штрека. Напряжения и смещения, полученные в результате формирование подготовительных выработок и поэтапного удаления угольного массива, являлись исходными для моделирования вентиляционного штрека.

Модель зоны неупругих деформаций можно представить как среду, находящуюся в пластическом состоянии с микроструктурой. Микроструктура определяется наличием микротрещин в горных породах. При этом среда в целом подчиняется неким законам пластического деформирования за счет возможности перемещения блоков друг относительно друга. Если разбить все тело на объемы, сравнимые по размерам с микротрещинами, то можно принять, что эти объемы подчиняются законам теории упругости [95]. Исходя из этого, зона неупругих деформаций будет представлена для данной модели зоной пластических деформаций.

В соответствии с разделом 3.1 очертания смещений контура выработки относительно очистных работ показаны на рисунках 3.13-3.17. Рисунок 3.13- Величина и характер смещений приконтурного массива вне зоны влияния очистных работ (зона I)

Зона смещений приконтурного массива выработки имеет форму эллипса, вытянутого по напластованию пород. Максимальный радиус границы зоны смещения пород зависит от расположения моделируемой выработки относительно очистных работ и изменяется от 2,1 до 3,6 приведенного радиуса выработки. В зоне влияния очистных работ смещение кровли достигает 0,22 м, зона смещения пород изменяется от 1,3 до 2,3 приведенного радиуса выработки в кровле и боках соответственно. В зоне очистного забоя первой лавы увеличение смещений кровли достигает 0,42 м, зона смещения пород возрастает до 2,4-3,2 приведенного радиуса выработки. В зоне опорного давления второй лавы смещения кровли достигают максимума 0,56 м, зона смещения пород возрастает до 2,4-3,6 приведенного радиуса выработки.

Как видно из рисунков 3.13-3.17 смещения породного массива хорошо согласуются с натурными данными, приведенными в разделе 3.1. Данный факт свидетельствует о сходимости поведения породного массива и математической модели.

Моделирование приконтурной разгрузки массива

Обеспечение эксплуатационного состояния подготовительных выработок является одной из важнейших проблем горного производства.

Известно, что эксплуатационное состояние подготовительных горных выработок может быть обеспеченно уменьшением размеров зон предельных состояний в окрестности подготовительных выработок за счет выбора оптимального вида крепи и формы поперечного сечения выработки.

Крепление подготовительных выработок при отработке пологозалегающих пластов в большинстве случаев осуществляется арочной крепью. При использовании бесцеликовых технологии отработки к недостатками арочной крепи следует отнести неудовлетворительное выполнение крепью функции поддержания кровли в наиболее ответственный период ее работы за лавой. При передвижке крепи сопряжения многократная разгрузка и нагрузка пород непосредственной кровли приводит к разуплотнению и снижению ее несущей способности. Для включения крепи в работу за лавой требуется уплотнение пород непосредственной кровли силами горного давления, которое обычно достигается при дополнительных смещениях в узлах податливости крепи, превышающих 250-350 мм.

Повышение устойчивости и снижение затрат на крепление выработки может быть осуществлено переходом на анкерную крепь.

Скрепленная анкерной крепью слоистая кровля представляет собой составную балку. Несущая способность данной балки определяется сопротивлением нижних слоев на растяжение. Момент сопротивления составной балки скрепленной анкерной крепью всегда больше суммы моментов сопротивления отдельных слоев, но меньше момента сопротивления монолитной балки, имеющей высоту, равную пачке слоев. В качестве показателей, характеризующих несущую способность слоистой кровли, закрепленной анкерами, принимается показатель укрепления пород, численно равный отношению максимальных прогибов незакрепленной и закрепленной анкерной крепью кровли выработки (рисунок 4.7), и показатель, учитывающий влияние сжатия слоев за счет предварительного натяжения анкерных стрежней. Как показали шахтные исследования, нижний слой пород кровли под действием собственного веса расслаивается и провисает. Такая модель разрушения пород кровли происходит в выработках, расположенных на разных глубинах от 150 и более метров и зависит от прочности пород [101].

Методика расчета анкерной крепи, изложенные в работах [101, 102, 103, 104 и др.], не учитывают изменение величины зоны неупругих деформаций относительно очистных работ.

Расчет анкерной крепи производился по «Инструкции по расчету и применению анкерной крепи на угольных шахтах России» [106].

Методика расчета параметров анкерной крепи горных выработок для условий шахт Восточного Донбасса содержит два варианта крепления выемочных выработок: первый - крепление штреков в период проходки анкерной крепью с параметрами рассчитываемыми для выработок, находящихся вне зоны влияния опорного давления, впоследствии установленная анкерная крепь усиливается анкерами с параметрами определяемыми для выработок, находящихся в зоне опорного давления; второй - крепление штреков в период проходки анкерной крепью с параметрами, рассчитываемыми для выработок, находящихся вне зоны влияния опорного давления, в последствие установленная анкерная крепь усиливается в зоне опорного давления подпорными гидравлическими стойками или рамной крепью, а также путем применения посадочно-защитных конструкций из блоков БДБ или БЖБТ, устанавливаемых впереди первой лавы на расстоянии 40-60 м.

Для рассматриваемых условий произведен расчет параметров крепления штреков анкерной двухуровневой крепью.

Согласно приложению принимаем 4 анкера глубокого заложения в ряду длинной 5 м (рисунок 4.9). Характеристики анкерной крепи приведены в таблице 4.2. 5 1 4 J Рисунок 4.9 - Сталеполимерный анкер АК22 (АКМ AM): 1,2 - стержень анкера; 3 - гайка; 4 - шайба опорная; 5 - муфта

Анкеры глубокого заложения закрепляются в шпуре ампулами на основе минеральных композиций (АМК), полиэфирных смол, нагнетанием полимерных смол или минеральных композиций. Таблица 4.2 - Характеристики анкерной крепи

Установка канатного анкера с полным заполнением ампульно-нагнетательным способом, проводится в следующей последовательности: бурится шпур диаметром 30 мм на длину устанавливаемого анкера; в устье шпура последовательно вставляют ампулы с полиэфирной смолой, средняя скорость отверждения последующих ампул должна быть больше предыдущих или АМК, которые перед введением замачиваются в воде 12-14 секунд. Последняя ампула снабжается парашютом, фиксирующим положение ампул в шпуре; в устье шпура вставляется головной конец канатного анкера, с помощью которого ампулы досылаются до упора в дно шпура; к хвостовику канатного анкера подводится анкер о-установщик и через переходник вращателя соединяется с ним, осуществляя вращение и подачу, канатный анкер устанавливается в проектное положение. При применении ампул с полимерной смолой подача и вращение осуществляется в течение 15 секунд. Далее происходит твердение в течение 20-40 секунд. При применении ампул АМК ожидание твердения отсутствует; после ампульного закрепления присоединяют к торцу муфты клапан и закрепляют его гайкой нагнетания; производят герметизацию устья шпура; присоединяют к ниппелю гайки нагнетания нагнетательный рукав. Пневматическим насосом нагнетают закрепляющий состав в полость шпура. Отсоединяют нагнетательный рукав от линии нагнетания в шпур. Проводят установку опорных элементов или подхвата и распор анкера накручиванием гайки на муфту с помощью переходника закручивания гайки.